INSTITUTIONEN FÖR VÄRME- OCH KRAFTTEKNIK

ENERGIHUSHÅLLNING

LUNDS TEKNISKA HÖGSKOLA

District Heating SubstationsPerformance, Operation and Design

Janusz Wollerstrand

Doctoral thesis

ISSN 0282-1990ISRN LUTMDN/TMVK--1012--SESeptember 1997

DEPARTMENT OF HEAT AND POWER ENGINEERINGDIVISION OF ENERGY ECONOMICS AND PLANNINGLUND INSTITUTE OF TECHNOLOGYP.O. BOX 118, S-221 00 LUNDSWEDEN

District Heating SubstationsPerformance, Operation and Design

av

Janusz Wollerstrand

Akademisk avhandlingsom för avläggande av teknisk doktorsexamen vid tekniska fakultetenvid Lunds Universitet kommer att försvaras vid offentlig disputation

fredagen den 17 oktober 1997 kl. 1015

i sal M:B, M-huset, Ole Römers väg 1, Lunds Tekniska Högskola

This thesis work is concerned with the efficient layout and operation of substations, i.e. those district heating (DH) system unitswhich connect the network and internal building heating systems, such as radiator heating systems and domestic hot waterdistribution networks. The ambition was to make realistic investigations closely related to practical technologies within the field.

As an introduction, the general state of the art and important results obtained by other authors are presented. Next, sevenpapers are included. The main topic of papers I-III is the performance of the substations during altered operation, as:

• Varying forward temperature and differential pressure of the DH water• Forced building warm-up in the morning• Reduced water flow rate in the radiator circuit• The stability of the domestic hot water temperature control at varying load• Varying circulation water flow rate in the domestic hot water circuit.

Paper IV is a report dealing with the optimum choice of the temperature level in domestic hot water heaters, involving topicslike water quality, corrosion, fouling and bacterial growth. The report also presents the results of advanced laboratory tests andfield experiments. Various types of fouling mechanisms as well as preventive steps are discussed, mainly applied to plate heatexchangers in DH substations. General recommendations concerning factors affecting particle fouling, scaling and microbialfouling are given.

Paper VI describes laboratory tests on heat transfer reduction in a small plate heat exchanger while using a new type of dragreducing additive, a zwitterionic surfactant. A static mixer situated immediately before a heat exchanger inlet was found tosignificantly increase the overall heat transfer coefficient in the plate heat exchangers tested.

Papers V and VII describe the question of extreme loads in DH substations, and of design criteria for the substations. Asophisticated method for cutting the total load peaks in the substation at minimum inconvenience to the consumer is addressed. It isshown that extreme-value Gumbel distribution theory could be used for the sizing of new hot water heaters, or for the validation ofthe sizing of heaters already in operation. Furthermore, simulation of domestic hot water consumption, and the design criteriabased on quantile approach are also presented. Simulated design flows obtained according to the criteria are compared withempirical values, and with flows recommended by the Swedish District Heating Association.

Division of Energy Economics and PlanningDepartment of Heat and Power Engineering September 22,1997Lund Institute of Technology

ISRN LUTMDN/TMVK--1012--SE

Janusz Wollerstrand

District Heating Substations. Performance, Operation and Design.

District heating, substation, performance, design, simulation, heat exchanger fouling, microbial fouling, drag reducing additives,domestic hot water, sizing, heater, extreme value

English/Swedish

ISSN 0282-1990

214

Division of Energy Economics and Planning, Lund Institute of TechnologyBox 118, S-221 00 LUND, Sweden

September 22, 1997

DISTRICT HEATING SUBSTATIONS

PERFORMANCE , OPERATION AND DESIGN

Janusz Wollerstrand

Doctoral thesisSeptember 1997

DEPARTMENT OF HEAT AND POWER ENGINEERINGLUND INSTITUTE OF TECHNOLOGYSWEDENhttp:/www.vok.lth.se

©Janusz Wollerstrand 1997

ISSN 0282-1990ISRN LUTMDN/TMVK-1012-SEPrinted in SwedenKFS ABLund 1997

Summary

This thesis work is concerned with the efficient layout and operation of substations, i.e. thosedistrict heating (DH) system units which connect the network and internal building heatingsystems, such as radiator heating systems and domestic hot water distribution networks. Theambition was to make realistic investigations closely related to practical technologies withinthe field. The themes of the papers included were chosen according to their importance froma scientific point of view, but also by taking into account preferences expressed by theresearch partners.

As an introduction, the general state of the art and important results obtained by otherauthors are presented. Next, seven papers are included. The main topic of papers I-III is theperformance of the substations during altered operation, as:

• Varying forward temperature and differential pressure of the DH water• Forced building warm-up in the morning• Reduced water flow rate in the radiator circuit• The stability of the domestic hot water temperature control at varying load• Varying circulation water flow rate in the domestic hot water circuit.

Paper IV is a report dealing with the optimum choice of the temperature level indomestic hot water heaters, involving topics like water quality, corrosion, fouling andbacterial growth. Starting with an international literature survey, the report also presents theresults of advanced laboratory tests and field experiments. Based on the findings, varioustypes of fouling mechanisms as well as preventive steps are discussed, mainly applied toplate heat exchangers in DH substations. General recommendations concerning factorsaffecting particle fouling, scaling and microbial fouling are given, bearing in mind mediumparameters such as temperature, flow velocity, pH and the concentration of the matterforming the deposit.

Paper VI describes laboratory tests on heat transfer reduction in a small plate heatexchanger while using a new type of drag reducing additive, a zwitterionic surfactant. Animportant property of the surfactant is said to be that its mycelle chains, which reduce theturbulence of the solution stream near the pipe wall, are very stable. A static mixer situatedimmediately before a heat exchanger inlet was found to significantly increase the overall heattransfer coefficient in the plate heat exchangers tested.

Papers V and VII describe the question of extreme loads in DH substations, and ofdesign criteria for the substations. A sophisticated method for cutting the total load peaks inthe substation at minimum inconvenience to the consumer is addressed. Extreme-valuetheory is introduced as a tool to handle the prediction of large hot water loads occurring atgiven, low probability. It is shown that extreme-value Gumbel distribution theory could beused for the sizing of new hot water heaters, or for the validation of the sizing of heatersalready in operation. Furthermore, simulation of domestic hot water consumption, and thedesign criteria based on quantile approach are also presented. Simulated design flowsobtained according to the criteria are compared with empirical values, and with flowsrecommended by the Swedish District Heating Association.

Acknowledgements

Many people active at the Department of Heat and Power Engineering contributed to theresults presented in this thesis. I would like to specially thank my supervisor, Docent SvendFrederiksen, for his guidance and for many stimulating discussions throughout the course ofthis work, and my examiner, Professor Lennart Thörnqvist, for valuable advice and support.My thanks should also be addressed to the other members of the Department, bothresearchers and technical staff, who contributed with scientific criticism, workshopcompetence, administrative help and social life, or by simply never asking ”why are youtaking so long?”. Especially Dragutin Nikolic, MSc, who provided valuable assistance inlaboratory investigations should not be forgotten here.

The studies included in this thesis were mainly financed by NUTEK (The Swedish Boardfor Industrial and Technical Development) and the Swedish District Heating Association. Thework also involved fruitful co-operation with the companies Danfoss A/S, Denmark, AKZONobel AB and Cetetherm AB, Sweden, the Malmö Energy Utility, Sweden, and withDepartment of Mathematical Statistics at Lund Institute of Technology. I would like toexpress my gratitude to all the people from the organisations mentioned above who promotedcarrying out of the thesis.

Finally, I would like to thank my family for accepting me ”having the thesis as my onlyhobby” for quite a long time.

Contents

IntroductionPapers included in the thesis .........................................................................................................7Background ...................................................................................................................................8Scandinavian theses concerning district heating substations..........................................................9District heating substations as the subject of other publications ..................................................10Static and dynamic performance of district heating substations...................................................12Fouling in plate heat exchangers operating in substations ...........................................................14Effect of drag-reducing additives on heat exchangers .................................................................15Sizing of hot water heaters and primary flow limitation in substations........................................16References...................................................................................................................................17

Paper I

PERFORMANCE OF DISTRICT HEATING HOUSE STATION IN ALTERED OPERATIONAL MODES.15 pp.

Paper II

DISTRICT HEATING HOUSE STATIONS FOR OPTIMUM OPERATION.15 pp.

Paper III

THERMOSTATIC CONTROL OF INSTANTANEOUS WATER HEATERS IN DISTRICT HEATING

SUBSTATIONS. 10 pp.

Paper IV

FOULING IN PLATE HEAT EXCHANGERS FOR DISTRICT HEATING SUBSTATIONS.90 pp (in Swedish).

Paper V

MAXIMUM AND DESIGN HOT WATER LOADS IN DISTRICT HEATING SUBSTATIONS.12 pp.

Paper VI

EFFECT OF STATIC MIXER ON THE PERFORMANCE OF COMPACT PLATE HEAT EXCHANGER

OPERATING WITH ZWITTERIONIC TYPE OF DRAG-REDUCING ADDITIVES. 13 pp.

PaperVII

ON SIZING OF DOMESTIC HOT WATER HEATERS OF INSTANTANEOUS TYPE.17 pp.

Introduction

7

Papers included in the thesis

The thesis comprises the following 7 papers:

I. S. Frederiksen, J. Wollerstrand: PERFORMANCE OF DISTRICT HEATING HOUSE STATION IN

ALTERED OPERATIONAL MODES. 23:rd UNICHAL-congress, Berlin 17-19.6.1987, 15 pp.

II. S. Frederiksen, D. Nikolic, J. Wollerstrand: DISTRICT HEATING HOUSE STATIONS FOR

OPTIMUM OPERATION. 24:th UNICHAL-congress, Budapest 4-6.6.1991, 15 pp .

III. S. Frederiksen, J. Wollerstrand: THERMOSTATIC CONTROL OF INSTANTANEOUS WATER

HEATERS IN DISTRICT HEATING SUBSTATIONS. 5-th International Symposium on Automa-tion of District Heating Systems, 20-23.8.1995, Otaniemi, Espoo, Finland. 10 pp.

IV. S. Frederiksen, J. Wollerstrand: FOULING IN PLATE HEAT EXCHANGERS FOR DISTRICT

HEATING SUBSTATIONS (FÖRSMUTSNINGSFÖRLOPP I PLATTVÄRMEVÄXLARE FÖR FJÄRR-

VÄRMEABONNENTCENTRALER). Report, Stiftelsen för värmeteknisk forskning, Stockholm,August 1995, ISSN 0282-3772, 90 pp (in Swedish).

V. L. Arvastson, S. Frederiksen, T.I. Hoel, J. Holst, A. Holtsberg, B. Svensson, J. Woller-strand: MAXIMUM AND DESIGN HOT WATER LOADS IN DISTRICT HEATING SUBSTATIONS. 5-thInternational Symposium on Automation of District Heating Systems, 20-23.8.1995,Otaniemi, Espoo, Finland. 12 pp.

VI. C. Blais, J. Wollerstrand: EFFECT OF STATIC MIXER ON THE PERFORMANCE OF COMPACT

PLATE HEAT EXCHANGER OPERATING WITH ZWITTERIONIC TYPE OF DRAG-REDUCING AD-

DITIVES. Report, ISRN LUTMDN/TMVK- -3177- -SE, Dept of Heat & Power Engi-neering, Lund Institute of Technology, June 1997, Lund, Sweden. 13 pp.

VII. L. Arvastson, J. Wollerstrand: ON SIZING OF DOMESTIC HOT WATER HEATERS OF IN-

STANTANEOUS TYPE. 6-th International Symposium on Automation of District HeatingSystems, 28-30.8.1997, Reykjavik, Island. 17 pp.

As is indicated by the authorships, each of the papers listed above was the result of thework of more then one person. My co-authors have been my supervisor, Docent S Frederik-sen, and/or other research workers.

In Papers I-IV Frederiksen and I contributed equally with own elements and mutually atnumerous discussions. The general thermodynamic framework and the systematic explorationof connecting schemes are mainly derived from Frederiksen, while I carried out most of thecomputer modelling and experimental verification. In developing new technological solutionsthe two authors contributed roughly equally. In Paper II the contribution made by D. Nikolicwas mainly practical, i.e. carrying out experiments according to a schedule and makinggraphical presentations of results.

Paper V reports results partly derived by T. Hoel, then a Nordic post-graduate student atLund. I here co-supervised Hoel and primarily contributed to sections 4 and 5 of the paper.

Paper VI reports the results of experiments carried out in laboratory in co-operation witha large chemical industrial corporation. While C. Blaise mainly contributed with chemicalaspects, I designed the test-rig and covered most of the thermo-hydraulical aspects of the

8

work. The report was presented at the IDHCA congress, June 17-19, 1996 in the USA as apaper entitled Drag Reduction in District Heating and Cooling Circuits - Temporary Disrup-tion of Micelles to Preserve the Heat Exchanger Capacity. Main results from the investiga-tion were also presented in a paper entitled Drag Reduction by N-Alkylbetaines - A Type ofZwitterionic Surfactants presented at the ASME FLUIDS ENGINEERING DIVISION SUMMER

MEETING, July 7-11, 1996, also in the USA. Both papers were authored by Caroline Blais, IanHarwigsson, Martin Hellsten and myself.

Finally, Paper VII was the result of equal contributions from L. Arvastson and myself.However, I would like to give full credit to L. Arvastson for ideas described in appendicesA.2 and C.

Background

District Heating (DH) systems connect many buildings to a single or a few large heat-producing plants through a network, usually installed underground and employing pressurisedhot water as the heat-carrying medium. Provided a favourable organisational framework ex-ists, DH systems allow the economical use of a number heat-production technologies whichare beneficial in terms of rational use of primary energy and low environmental impact. Oneimportant technology of this kind is co-generation of heat end electricity.

DH technology is employed to greatly varying degrees in different countries, due notonly to obvious reasons related to climatic differences, but also because of differences in en-ergy policies. In several Scandinavian countries, among them Sweden, DH enjoys a highshare of the total building heating market. Therefore, a common organisation co-ordinatingresearch in the field of DH was established in 1985 by the Nordic Council of Ministers.

Some of the central issues in the development of DH technology are:

• Cheaper distribution technology. DH systems distribute rather low-grade energy andtherefore inherently represents a rather expensive technology, compared with competing en-ergy distribution technologies, such as natural gas or electricity.

• Lower network distribution temperatures. Lowering of network distribution tempera-tures may in itself facilitate the employment of cheaper distribution mains. Also, lower tem-peratures are associated with thermodynamic benefits, both in the sense of the first and thesecond laws of thermodynamics.

• More reliable operation. Generally, DH is today a reliable technology. Nevertheless,substations and other parts of the system may operate less reliably. This is the case, not least,when technological goals are pushed to their limits.

Several topics concerning subscriber substations (house stations) and related subjectshave been investigated at the Department of Heat and Power Engineering at Lund Institute ofTechnology (LTH), Sweden, in co-operation with the Swedish District Heating Association,selected members of the association, as well as industrial partners.

This thesis work, which was carried out at the Department, is concerned with the effi-cient layout and operation of substations, i.e. those DH system units which connect the net-work and internal building heating systems, such as radiator heating systems and domestichot water distribution networks. The ambition was to make realistic investigations closelyrelated to practical technologies within the field. However, the subject comprises too manytopics to be covered in detail by a single researcher. Only a subset of topics was thereforetreated here. The themes of the papers included in the thesis were chosen according to their

9

importance from a scientific point of view, but also by taking into account preferences ex-pressed by our research partners.

Before presenting the papers, the general state of the art and important results obtainedby other authors are presented. This account is divided into two parts. Firstly, Scandinaviantheses are presented, followed by other publications.

Scandinavian theses concerning district heating substations

During the last decade, a number of theses dealing with DH system technology and economy,as well as other closely related topics, have been published. Some of them concentrate on DHsubstations as their main subject. An important goal in such investigations is to study differ-ent connecting schemes for the substations and to compare their performance. A commonattribute of these studies is that dynamic simulation of the substations is employed. Thesimulation models of the components considered, are mathematical descriptions based onknown physical relations, while the lumping technique is used to simulate heat exchange. Themodels are verified by comparison with field and/or laboratory measurements.

Four doctoral theses are most relevant. In his thesis published 1989, Gummérus [1] de-veloped models of DH substation configurations common in Sweden. He took into accountdifferent types of components available on the market (such as heat exchangers, controlvalves), and designed component models according to the geometric and thermodynamicknowledge available about them. He also analysed typical load variations in radiator circuitsand in domestic hot water circuits of the substations utilised in residential buildings, and de-veloped a simulation model for domestic hot water consumption based on the work of Holm-berg [2]. In the next step, he defined the performance of a DH substation as the flow-rate-weighted cooling of primary water flowing through the substation, and investigated the per-formance of different connecting schemes (parallel, 2-stage and 3-stage connection) on anaverage annual basis. The domestic hot water circuit employed was of the instantaneous type.The simulation package developed within the scope of Gummérus’ thesis was later improvedand completed. Today, a user-friendly version of the package is available on a commercialbasis.

Another doctoral thesis in this field was published by Hjorthol in 1990 [3]. Using similarmodelling methods to those of Gummérus, Hjorthol focused his work on the behaviour ofcontrol circuits in DH substations at different loads and, more important, upon suddenchanges of the load. This kind of operation is typical for domestic hot water circuits, andHjorthol performed detailed investigations of the dynamics of such a circuit, starting with itscomponents. Different types of temperature sensors, control valves, valve actuators and con-trollers were investigated, as well as the influence of thermal parameter variation of the pri-mary water on the stability of the control loop. He found that hot water circuits were difficultto control and recommended the use of PID controllers, with carefully designed control algo-rithms in such systems.

Domestic hot water heaters with storage tanks intended to serve multi-family houses (e.g.apartment blocks) are uncommon in most Scandinavian countries, and were therefore not ofprimary interest to Gummérus and Hjorthol. Devices of this type are however in frequent usein other countries, including Denmark, and are the topic of a thesis by Libing Yang [4] from1994. In her work, the modelling of DH substations was extended by component models oftwo types of domestic hot water storage tanks - one with an internal heating coil and one withan external heat exchanger. Using these models, the hot water capacity of a given storage tankas a function of system parameters, heat losses, hot water circulation flow rate, fouling of the

10

heating coil, etc. was investigated as well as the average cooling of primary water. Four typesof DH substations with hot water storage were simulated. The substations were of paralleland 2-stage type, while the hot water storage modules were externally loaded or of once-through type. As a result of simulations and field measurements it was found that 2-stagesubstations with an externally loaded storage tank performed best, but the substation with theinternal coil was still thermodynamically acceptable and preferable from an economical pointof view.

In the theses mentioned above the heating of ventilation air was not taken into consid-eration. In his doctoral thesis published in 1996, Volla [5] further developed a simulationmodel presented by Hjorthol, by adding modules simulating air heating circuits. The newmodel was used to investigate how new connecting schemes involving air heating modulescould improve the cooling of DH water. In particular, a substation characterised by serialconnection of radiator heating and air heating circuits was studied. Simulations showed thatthe performance of this substation was better than that of a conventional solution where cir-cuits mentioned above were connected in parallel. Volla also stated that the advantage of 2-stage substations, in terms of primary water cooling, strongly depends on temperature levelsin the system and on hot water consumption. To make realistic simulations of the behaviourof DH substations serving occupational buildings possible, he also analysed field measure-ments performed in a number of hospitals and office buildings in Norway. His conclusionwas that more restrictive sizing of hot water circuits would improve the stability of controlloops without significant inconvenience to the consumer. Additional savings of heat ex-changer area could be made in the circuits if a peak load hot water storage tank was included.

District heating substations as the subject of other publications

In addition to the doctoral theses studied some licentiate* dissertations and other scientificpublications should be also mentioned.

In his dissertation [6], Winberg described laboratory tests and simulations of domestichot water heaters with a storage tank. Similar work concerning heaters of the instantaneoustype was performed by the present author, Wollerstrand [7] (the contents and results of thisdissertation are summarised later on).

Råberger, in her dissertation[8], developed a method of identifying possible reasons forthe poor cooling of primary water in DH substations. By combining field measurements withsimulations, she was also able to suggest improvements, and confirm whether the modifica-tions suggested by the results of simulation gave the expected effect or not.

Simulation of DH substations connected to various building internal circuits and newideas regarding optimum connection schemes have been described in IEA reports by Hjortholet al. [9] and Volla et al. [10]. A systematic presentation of connecting schemes, controlstrategies and components frequently used in DH substations has been published by Frederik-sen et al. [11].

Finally a great deal of information on DH substation technology and related topics can befound in handbooks published by ASHRAE [12] and Hakansson [13].

Periodicals published by the European association of heat distributors - Euroheat &Power (former: Unichal), and in co-operation with the German DH association - AGFW(Arbeitsgemeinschaft Fernwärme), provides a valuable source of information about the state

* Licentiate degree results from at least 2 years’ postgraduate study and is between MSc and a PhD

11

of the art in the field of DH technology. In these periodicals, titled Euroheat & Power - Fern-värme International (FWI) and Euroheat & Power Yearbook, articles on DH technology inmainly Germany, in Scandinavia, and, to some extent, in eastern Europe, can be found. Thecontents include articles written by single authors, as well as periodic reports published bymembers of Studying Committees of Euroheat & Power and summaries from congressesarranged by the association. During the years, problems concerning DH substations have fre-quently been addressed. Some facts found in the periodicals, published between 1972 and1996, will be commented upon briefly below.

Unlike Scandinavian countries, in Germany DH substations, or house stations (German:Hausstation), are often subdivided into main modules - the supplier’s to consumer’s”transmission station” (German: Übergabestation) and the ”house substation” (German:Hauszentrale). This division separates not only different types of functionality of DH substa-tions, but also legal responsibilities. The transmission station, belonging to the heat supplier,includes devices controlling the parameters of DH water supplied to the customer, e.g. supplypressure, difference pressure and flow-rate limiting as well as accounting devices, while thehouse substation, belonging to the house owner, includes all devices necessary to managespace heating and domestic water heating circuits, especially heat exchangers, circulationpumps and control equipment. The domestic water heater is often, although not always,treated as a separate module served by the house station.

This configuration dominated in new DH substations in Germany at the beginning of the1970s, and was not the subject of further development as such. However, improvements andintegration of components used in the transmission station were expected, such as hybridpressure reduction and safety valves, and integrated difference pressure controllers and flowrate limiters [14]. The question of improved cooling of primary water was raised, and differ-ent connecting schemes for domestic hot water heaters were investigated. Apart from solu-tions frequently utilised in Scandinavia, such as 3-stage, 2-stage and parallel connection withinstantaneous-type water heaters, several schemes with storage tanks were analysed. Ac-cording to Hollander [15], only the schemes employing preheating of domestic hot water byprimary return water from space heating circuits were characterised as ”DH friendly”. Severalschemes of this type, both with and without storage tanks were then approved and recom-mended by Unichal.

About ten years later, higher energy prices, together with new manufacturing technolo-gies paved the way for new ideas in the design of DH substations. Frank [16], estimated thatintegration of transmission and house station modules into compact, industrially prefabri-cated units, could, in the case of small substations manufactured in Germany (design load <200 kW), result in a 50% lowering of its costs. It was assumed that domestic hot water heat-ers of the instantaneous type, were fully integrated into the substation. Moreover, it waspointed out that prefabricated compact substations were, at this time, already well establishedon the Scandinavian market. It was also suggested that domestic hot water heaters with stor-age tanks, then being dominant on the German market, should be restricted only to large in-stallations in the future, due to the higher specific cost of such heaters, and when high pri-mary water cooling was demanded. Reduced temperature levels in space heating circuits werealso forecasted.

At the beginning of the 1990s the upper limit for compact substations was increased todesign load < 500 kW. In a typical DH system in Germany, 70-80% of the substations in-stalled was of the compact type. Combined difference pressure controllers and flow-rate lim-iters/controllers became established products [17], and the integration of remote control andaccounting data acquisition systems with local control equipment was introduced [18]. The

12

new design of the substations, and the reliability of the components included meant that, inmost of cases, the use of separate ”transmission stations” in the substations became expensiveand obsolete [19]. The development above was accentuated by the need to renovate DH sys-tems in the eastern part of Germany.

The progress towards more compact and sophisticated DH substations is continuing to-day. The common use of compact plate heat exchangers together with increased domestic hotwater temperatures of 55-60°C (because of the risk of bacterial growth), has called for fasterand more accurate temperature control in the water heaters. According to considerations ofBräunig, Zschernig and Brachetti [20, 21], money and space savings could be gained, notonly by avoiding the use of storage tanks in the substations, but also by appropriate sizing ofthe heaters, which are often oversized by up to 80-90%, or in some cases up to 200%. Sig-nificantly decreased space heating load to domestic hot water load ratio, has became anotherimportant concern today. This implies that the specific size of the substation related to thesize of the building served will decrease.

The trend towards a decrease in the size of DH substations is illustrated in Fig. 1. Thespecific weight and space demand of four generations of prefabricated substations, as a func-tion of the number of apartments connected, is exemplified in the figure. The diagrams showthat the weight of the substations has, in general, decreased much more than the correspond-ing space demand. The curves were compiled from data sheets obtained from a large manu-facturer of plate heat exchangers [22]. The substations compared were all of the 2-stage type,available on the Swedish market from 1970-1996. Text in the diagrams indicates which yearthe respective design of substation first appeared on the market.

0,00

0,01

0,02

0,03

0,04

0,05

0,06

0 50 100 150 200

Spa

ce, m

3 /ap

t

1970198019861996

No. of apartments

0

5

10

15

20

0 50 100 150 200

1970198019861996

Wei

ght,

kg/a

pt

No. of apartments

Figure 1 Development of the specific space demand and weight of prefabricatedDH substations of 2-stage type, during the period 1970-1996. Based onreference [22].

Static and dynamic performance of district heating substations

An important factor affecting the temperature levels in the DH system is the performance ofits substations. The performance of a particular substation depends on its design as well as onthe thermal parameters of the working medium, on the DH and consumer sides of the substa-tion. In Sweden, three main connecting schemes for substations are used: parallel-, 2-stageand 3-stage. The substations are usually equipped with domestic hot water heaters of the in-stantaneous type. The ability of the substations to cool the primary water at varying loads wasextensively discussed during 1980s. Both the stationary and the dynamic behaviour of thesubstations was considered.

13

The ability to carry out research on substations has been greatly extended by the rapiddevelopment of microprocessors and of data communication technology during recent dec-ades. New tools for monitoring and controlling DH plants, networks, substations and theircomponents have become available. The widespread usage of computers has made simulationa common tool in the design and monitoring of DH systems. At the same time, new, cheapand accurate sensors have simplified data acquisition, both in the field and in test-rigs. Thishas extended the potential for on-line monitoring of systems, and of validation of results ofcalculations and simulations.

The tools mentioned above have been extensively used by the author in earlier studieswhich formed his licentiate thesis, ”District heating substations with tap water heaters ofinstantaneous type” [7].

In my licentiate dissertation, the substations of parallel- and 2-stage types were investi-gated both theoretically and through field measurements. Sizing of the substations and theirperformance, in terms of primary water cooling, at different load conditions was considered.In a field test, a DH substation of 2-stage type operating in a residential building, adapted sothat a temporary change-over to parallel connection was possible, was investigated. The re-sults of calculations and field measurements were mainly in good agreement, after an unin-tended connection and suboptimal operation of the field substation had been identified andcorrected. The study was later complemented by comprehensive laboratory tests of substa-tions, including connecting schemes of the 3-stage type. The substations were tested andcompared within their full operating range with regard to both stationary and dynamic per-formance. A substation of 2-stage type was found to perform slightly better than one of 3-stage type, and significantly better than a parallel type.

Experiences from the field and laboratory tests mentioned above, as well as topics dis-cussed at that time among professional engineers, indicated that the problem of accurate, fast,stable and cheap control of domestic hot water heating circuits in DH substations had notbeen solved satisfactorily. Therefore, an extensive investigation of the design and propertiesof a thermostatic control valve, type AVTQ, was carried out by a research team at the De-partment in co-operation with the manufacturer, Danfoss A/S. This work was described in thesecond part of my licentiate thesis. Theoretical investigations and laboratory tests resulted ina number of recommendations on how to improve the design of the valve, especially consid-ering the implementation of a feed-forward control loop. I contributed to the work of theteam by developing a detailed dynamic model of the valve. In addition, I developed dynamicmodels for plate heat exchangers. The valve model, combined with the heat exchanger model,was then used by me to simulate the behaviour of a domestic water heater. A comparison oflaboratory tests and computer simulations of the heater showed good agreement. This workwas reported as the last part in my licentiate dissertation, together with a description of themethod of heat exchanger model design. A description of the procedure of optimising theparameters of the models was also included.

In my licentiate dissertation, the performance of DH substations during normal operationwas analysed. The main topic of the first three papers included in this doctoral thesis is theperformance of the substations during altered operation. The following types of changes inoperation were considered in the first paper [Paper I]:

• Lowered forward temperature of the DH water

• Forced building warm-up in the morning

• Reduced water flow rate in the radiator circuit

14

In all the cases studied, the primary water return temperature increased, assuming un-modified heat exchangers in the DH substation. Therefore, the possible need to increase theheat transfer area, as well as ways to avoid forced building warm-up, are pointed out in thepaper. In the case of the reduced flow rate in the radiator circuit, the optimisation of the mag-nitude of the flow rate at different loads resulting in minimum primary return temperature isdiscussed. The proper choice of heat transfer coefficients in the design of the heat exchangersused is also considered to be of great importance in the latter case.

In the second paper [Paper II] a theoretical investigation of the performance of the DHsubstations, in terms of primary water cooling, combined with systematic laboratory tests ofthe substations, is described. The tests include extensive investigation of the stability of do-mestic hot water temperature control at varying load. The tests were performed at varyingconditions, both on the primary and secondary water side - primary water forward tempera-ture and differential pressure were varied, as well as domestic hot water circulation flow rate.The conclusion drawn from the tests is that 2- and 3-stage connecting schemes allow a highdegree of cooling, but great care is necessary in designing control systems.

The results of a comparison between the dynamics of two generations of a self-actingthermostatic control valve are described in the third paper [Paper III]. The valve, calledAVTQ, is widely used in small instantaneous hot water heaters. A main feature of the valve isconsidered to be the supplementary use of a feed-forward loop, in addition to the feedbackloop, to speed up the control response to rapid changes of the load. It is also stated that thelatest generation of the valve, equipped with adjustable gain in the feed-forward loop, signifi-cantly reduces the steady-state error of the valve. The laboratory tests also show improvedcontrol stability at moderate loads, thanks to a split-range gain facility in the proportionalloop. Apart from a description of the laboratory tests, the paper contains comments on theimproved performance of the valve. An important result of the development of the valve isthat overheating of heat exchange surfaces in the heat exchanger controlled by the valve, isavoided. The work was carried out in co-operation with the manufacturer of the valve, Dan-foss A/S.

Fouling in plate heat exchangers operating in substations

The temperature levels found in DH substations depend mainly on the design of internal con-sumer installations in the buildings served. In general, the design temperatures of space heat-ing circuits in newly constructed buildings tends to decrease. A similar trend has been ob-served in the design of domestic hot water systems in Scandinavia which, in Sweden, resultedin the demand on forward temperature of the water decreasing from 55 to 45°C during the1980s. However, results of research concerning bacterial growth in hot water systems causeda subsequent revision of this practice. According to the recommendations of the SwedishDistrict Heating Association, the set-point for domestic hot water temperature is currently 55-60°C. This illustrates that the optimum choice of temperature, from all points of view, is acomplicated matter, involving, as well as heat loss reduction and optimum conditions for co-generation, issues concerned with water quality, corrosion, fouling and bacterial growth.

The fourth publication included in the thesis, [Paper IV], is a report dealing with thetopics mentioned above. Starting with an international literature survey, the report also pres-ents the results of advanced laboratory tests and field experiments. Based on the findings,various types of fouling mechanisms as well as preventive steps are discussed, mainly appliedto plate heat exchangers in DH substations. General recommendations concerning factorsaffecting particle fouling, scaling and microbial fouling are given, bearing in mind medium

15

parameters such as temperature, flow velocity, pH and the concentration of the matter form-ing the deposit.

The report is focused on plate heat exchangers, as their fouling resistance in the field hasstill not been widely verified. This applies especially to small, brazed exchangers as they arerelatively new in DH applications. Results of endoscopic inspection and performance testinginvolving chemical cleaning of a number of brazed heat exchangers, described in the report,show only small or moderate fouling. The heat exchangers tested were collected from variousSwedish DH networks.

Furthermore, plate heat exchangers with gaskets have been reported to be more sensitiveto bacterial fouling than brazed heat exchangers. A chemical-microbiological analysis carriedout on samples of gasket and steel plate surface shows that, on average, ten times higher mi-crobial activity can be found on the gaskets. This applies especially to older gaskets made ofless thermostable types of rubber.

Effect of drag-reducing additives on heat exchangers

To reduce pumping costs in the networks, efforts have been made to develop Drag ReducingAdditive (DRA) for use in DH water. Although this development has far to go, a number oftest installations are reaping benefits of over 50% reduction in pressure drop in transit pipe-lines thanks DRA.

Apart from the cost of DRA and environmental considerations, a serious drawback ofDRA has been a decrease in heat transfer in heat exchangers. Paper VI in this thesis describeslaboratory tests on heat transfer reduction in a small plate heat exchanger while using a newtype of DRA. The new DRA tested is reported to be a zwitterionic surfactant. The drag-reducing action of the surfactant is analogous to that of the previous DRA:s, but an importantdifference is said to be that its mycelle chains, which reduce the turbulence of the solutionstream near the pipe wall, are very stable.

It should be borne in mind that if a DRA-containing flow is exposed to turbulence, inpiping elbows, in valves or in heat exchanger channels, the mycelle chains may be disruptedand the DRA effect lost. This phenomenon counteracts the reduction in heat transfer in heatexchangers, which is convenient, but on the other hand, repetitious chain damage can causechemical degradation of the DRA. This has previously been a problem with older types ofDRA. Besides chemical stability, the DRA tested here is reported to be non-toxic and envi-ronmentally friendly, according to the manufacturer.

A heat transfer coefficient reduction of 11-21% is reported in the paper. In addition tothe performance tests, an idea for increasing heat transfer when using a DRA solution is de-scribed. A static mixer situated immediately before a heat exchanger inlet was found to sig-nificantly increase the overall heat transfer coefficient in the plate heat exchangers tested. Inparticular, heat transfer of the same magnitude as for pure water was found at large Reynoldsnumbers. A heat transfer coefficient reduction of 4-17% was found at low Reynolds numbers.The tests were conducted in co-operation with the company Akzo Nobel AB.

In my opinion, regular usage of DRA:s in large DH systems seems not to be recommend-able yet because of :

• the large cost of the additive

• the unpredictable effect of accidentally polluted DH water on the chemical stability of the DRA, and

16

• the unpredictable effect of DRA on heat transfer in older types of heat exchangers.

However, I believe that DRA-containing water will become to be a very interestingchoice in limited applications, such as:

• long-distance transfer of heat energy

• specially designed, local systems, e.g. in sparsely populated areas

• exceptional addition of DRA to DH water in peak load cases to avoid oversizing of pipes and pumps; this could also apply to large systems

• an agent working as both inhibitor of corrosion and as a DRA.

Sizing of hot water heaters and primary flow limitation in substations

The variation in heat demand in DH systems depends primarily on changes in space heatingload which, in turn, depends mainly on the outdoor climate conditions. However, the influ-ence of domestic hot water consumption must be taken into account in the summer-time andduring peak load periods (early morning and at night). Load prediction is necessary in orderto manage a particular system in an optimal way. This involves the choice of suitable set ofheat sources which are available to the system, as well as the choice of the forward tempera-ture of DH water, e.g. if storage of heat energy in the network to meet peak loads is required.

Most common methods of heat load prediction for whole networks are based on time-series analysis. Prognoses are made utilising heat load statistics and climate data, in somecases combined with current parameter values measured at selected points in the network. Inthose cases, the accuracy in short-term prognosis is rapidly increasing.

The accurate prognosis of the heat energy transferred in a single DH substation is a rathercomplicated task due to the stochastic nature of domestic hot water consumption, etc. Fortu-nately, this kind of prognosis is of minor interest to heating companies. On the other hand,load profiles equivalent to the load which occurs in a specific building or set of buildings, areof great importance for the suitable design of the substation. At present, heat exchangers andcontrol valves in substations are often oversized. Therefore, there is a need for tools permit-ting static and dynamic simulations of DH substations under realistic conditions, to obtainoptimal overall performance of the substation and the appropriate sizes of the componentstherein. In this case, realistic simulation of the load resulting from domestic hot water con-sumption is of great interest.

Papers V and VII in this thesis describe efforts to clarify the question of extreme loads inDH substations, and of extreme hot water loads in particular. In paper V, extreme total loadsin the substations and possible design criteria for the substations are investigated. Extreme-value theory is introduced as a tool to handle the prediction of large hot water loads occurringat given, low probability. It is shown that a single field dataset describing daily peak loads ofdomestic hot water follows well an extreme-value Gumbel distribution. This leads to the con-clusion that Gumbel distribution theory could be used for the sizing of new hot water heaters,or for the validation of the sizing of heaters already in operation. Furthermore, the sophisti-cated interaction between space heating and domestic water heating circuits of a DH substa-tion is addressed. The goal of such an interaction is defined as cutting the total load peaks inthe substation at minimum inconvenience to the consumer.

Paper VII, focuses on domestic hot water consumption in terms of consumer behaviourbased on field measurements and simulations, and on design criteria for water heaters. Na-tional practice and design recommendations in different countries concerning instantaneous

17

water heaters are described. A hot water consumption pattern measured in the field is showntogether with a corresponding pattern obtained by simulation. A description of the simulationmodel is appended. A method of calculating design flow for residential buildings based onthe normal approximation, used in Scandinavia, is described and analysed in detail. Draw-backs of the method are exposed and improvements are suggested. Design criteria based on aquantile approach and on the extreme value approach (Gumbel distribution) are also pro-posed. Simulated design flows obtained according to the criteria are compared with empiricalvalues, and with flows recommended by the Swedish District Heating Association.

References

1. P. Gummérus: ANALYS AV KONVENTIONELLA ABONNENTCENTRALER I FJÄRRVÄRMESYSTEM.PhD Thesis. ISBN 91-7032-467-0. Chalmers Institute of Technology, Dept. of EnergyTechnology, Gothenburg, Sweden, 1989 (in Swedish).

2. S. Holmberg: FLOW RATES AND POWER REQUIREMENTS IN THE DESIGN OF WATER

SERVICES. TEKNISKA MEDDELANDEN 316 1987:2. Phd Thesis. Dept. of Heating andVentilation Technology, Royal Institute of Technology, Stockholm, Sweden, 1997.

3. E.M. Hjorthol: OPTIMIZATION OF DESIGN VALUES IN DISTRICT HEATING SUBSTATIONS BY

SYSTEM SIMULATION. PhD Thesis. Norwegian Institute of Technology, Dept. of Heatingand Ventilating, Trondheim, Norway, 1990.

4. L. Yang: DISTRICT HEATING HOUSE STATIONS WITH HOT WATER STORAGE. Simulation andEvaluation of Dynamic Performance. Technical University of Denmark, Centre forDistrict Heating Technology, Laboratory of Heating and Air Conditioning, Lyngby,Denmark, 1994.

5. R. Volla: CONSUMER HEATING SYSTEMS FOR DISTRICT HEATING - DEVELOPMENT BY

SYSTEM SIMULATIONS AND SERVICE HOT WATER MEASUREMENTS. PhD Thesis. NorwegianUniversity of Science and Technology, Dept. of Refrigeration and Air Conditioning,Trondheim, Norway, 1996.

6. J. Winberg: ON HOT WATER STOPRAGE IN DISTRICT HEATING SUBSCRIBER STATIONS. Sys-tem Measurements. Licentiate Dissertation. Dept. of Heat and Power Engineering, LundInstitute of Technology, Lund, Sweden, 1992.

7. J. Wollerstrand: FJÄRRVÄRME-ABONNENTCENTRALER MED GENOMSTRÖMNINGSBEREDARE.Licentiate Dissertation. Dept. of Heat and Power Engineering, Lund Institute of Tech-nology, Lund, Sweden, 1993 (in Swedish).

8. L. Råberger: EFFEKTIVISERING AV ABONNENTCENTRALER I FJÄRRVÄRMENÄT. ISBN 91-7197-229-3. Licentiate Dissertation. Chalmers Institute of Technology, Dept. of EnergyTechnology, Gothenburg, Sweden, 1995 (in Swedish).

9. E.M. Hjorthol, R. Ulseth: CONSUMER HEATING SYSTEM SIMULATION (CHESS). Interna-tional Energy Agency - District Heating and Cooling Project, Annex III, Report1992:P5, Novem, Sittard, 1992.

18

10. R. Volla, R. Ulseth, J. Stang, S. Frederiksen, A. Johnson, R. Besant: EFFICIENT SUB-

STATIONS AND INSTALLATIONS. ISBN 90-72130-88-X. International Energy Agency - Dis-trict Heating and Cooling Project, Annex IV, Report 1996:N5, Novem, Sittard, 1996.

11. S. Frederiksen, S. Werner: DISTRICT HEATING HANDBOOK (Fjärrvärme. Teori, teknik ochfunktion). ISBN 91-44-38011-9. Studentliteratur, Lund, Sweden, 1993 (in Swedish).

12. ASHRAE Handbooks: ASHRAE HANDBOOK - FUNDSAMENTALS (1993); HEATING,VENTILATING AND AIR-CONDITIONING. APPLICATIONS (1995). American Society for Heat-ing, Refrigerating and Air-Conditioning Engineering, Atlanta, USA.

13. K. Hakansson: HANDBUCH DER FERNVÄRME PRAXIS. ISBN 3-8027-2514-X. Vulkan-Verlag, Essen, 1986.

14. G. Fauser: ENTWICKLUNGSTENDENZEN BEI HAUSSTATIONEN. Fernvärme international -FWI, Jg. 2 (1973), vol.1, pp.10-12.

15. W. Hollander: BRAUCHWASSERWÄRMUNG MIT FERNWÄRME. Fernvärme international -FWI, Jg. 2 (1973), vol.6, pp.139-146.

16. W. Frank: KOMPAKT-HAUSSTATIONEN FÜR KLEINERE GEBÄAUDEEINHEITEN. Fernvärmeinternational - FWI, Jg. 10 (1981), vol. 2, pp. 52-57.

17. H. Schwaiger: OPTIMALE MASSENVARIABLE REGELUNG VON FERNWÄRMEAUSSTATIONEN.Fernvärme international - FWI, Jg. 21 (1992), vol.10, pp. 490-495.

18. F-J. Loch, D. Magar, R. Trautman: KOMPAKTSTATIONEN - STAND DER ENTVICKLUNG.Jahrbuch Fernvärme international 1992, pp. 177-180.

19. F. Schmitt, H-J. Dausch: NEUERE TECHNISCHE ENTWICKLUNGEN UND OPTIMIERUNGS-

TENDENZEN IM BEREICH DER HAUSSTATIONEN UND KUNDENANLAGEN. Fernvärme interna-tional - FWI, Jg. 21 (1992), vol.4/5, pp. 159-168.

20. K-U. Bräunig, J. Zschernig: SANIERUNG DER FERNWÄRME IN DEN NEUEN BUNDESLÄNDERN

- CHANCEN FÜR DIE WEITERENTVICKLUNG VON HAUSANSCHLUßSTATIONEN. EUROHEAT &POWER - Fernvärme international, Jg. 25 (1996), vol.9, pp. 506-518.

21. H.E. Brachetti: PROGRESSIVE KONZEPTE FÜR HAUSANSCHLUßSTATIONEN DER FERNVÄRME-

VERSORGUNG. EUROHEAT & POWER - Fernvärme international, Jg. 25 (1996), vol.10, pp.572-587.

22. Technical information sheets from the Alfa Laval company, and personal communica-tion to Stefan Carlström, Alfa Laval Industri AB, Lund, Sweden, August 1997.

Paper 1

1

Paper to the 23nd UNlCHAL-Congress17.-19.6.1987, Berlin

Svend FrederiksenJanusz Wollerstrand

Lund Institute of TechnologySweden

PERFORMANCE OF DISTRICT HEATING HOUSE STATION IN ALTERED OPERATIONAL

MODES

Summary:

The paper analyses three types of altered operation in house stations with a heat exchangerfor indirect connection of a building space heating radiator circuit to a district heatingnetwork. The following three cases of altered operation, all of interest to current districtheating practice, are considered:

- Lowered forward temperature in the district heating network- Forced building warm-up in the morning- Reduced water flowrate in radiator circuit.

All these types of operation tend to stress heat exchanger performance, which is seen as anincreased difference between return water temperatures on the primary and secondary sideof the heat exchanger. Therefore, a strong case is made for selecting greater heat transferareas than usual in these cases. When the radiator circuit flowrate is reduced, it may alsobe beneficial to modify flow passage areas in the heat exchanger and to introduceadvanced control equipment to optimise the flowrate in the radiator circuit.

2

1. Scope

In various countries different practices are employed for connecting radiator heatingcircuits in buildings directly or indirectly (via a heat exchanger) to district heatingnetworks. In Sweden, indirect connection is prevalent, partly because considerablevariations in geographical height are often found in Swedish cities, and partly due to aconservative design practice, giving priority to protection of equipment from internalcorrosion and pressure surges.

By adopting indirect connection in house stations, a number of operational problems canbe prevented. On the other hand a higher cost must be accepted for the station, and theheat transfer in the heat exchanger carries with it a temperature drop, so that for a giventemperature level in the radiator circuit higher temperatures must be accepted in thedistrict heating network. By increasing the heat transfer area, and thereby accepting ahigher cost for the house station, it is possible to reduce the temperature drop.

In house stations for blocks of flats, heat exchangers for indirect connection are usuallydesigned for a maximum difference between primary and secondary return temperatures ofno more than a few degrees Celsius. Some reserve is allowed for deteriorated performancedue to fouling.

However, new modes of system operation tend to stress the performance of house stationheat exchangers, whereby the temperature difference may in some cases become muchgreater than was seen earlier, except where heat exchangers had been heavily fouled. Thiscalls for a review of design practices for heat exchangers in house stations. In the paper thefollowing types of altered system operation will be discussed in terms of heat transferconditions, water temperatures, and water flowrates:

- Lowered primary forward temperature - Daily cycling of building heating with morning peaks - Reduced water flowrate in radiator circuits

The items will be dealt with by discussing diagrams with calculated examples of housestation performance. Here, radiators will be assumed to have been designed for maximumforward and return temperatures of 80 and 60°C, respectively. In various countries,radiator systems designed for both higher and lower water temperatures are found. CurrentSwedish design rules prescribe a maximum forward temperature as low as 55 or 60°C (ref.1).

2. Heat Exchanger Theory

Fig. 1 summarises a number of relationships from elementary heat exchanger theory. Forgiven primary forward temperature tf for given temperatures in the radiator circuit, and fora given heat load, the performance of the heat exchanger is characterised by the size of theleast temperature difference, the LTD, i.e. the temperature differential between primary

3

Fig. 1

Simple heat exchanger theory applied to radiator circuit heat exchanger

Fig. 2

Radiator temperatures vs. heat load

4

and secondary return temperatures. The greater the area of heat transfer, e.g. expressed interms of the thermal length, the NTU, the smaller is the LTD. Neglecting the rather smallvariation in specific heat of water with the temperature, the rate of heat transfer can becalculated from the overall heat transfer coefficient U, the heat transfer area A, and thelogarithmic mean temperature difference, the LMTD.

In fig. 1 the ratio of the LMTD and the GTD Greatest Temperature Difference) has beenplotted against the ratio of LTD/GTD. The relationship is seen to be highly non-linear.When the LTD is small, even a minor increase in the LTD produces a substantial increasein the LMTD, thereby giving a correspondingly great increase in the rate of heat transfer.

The overall heat transfer coefficient U may be analysed by looking at its inverse, the heattransfer resistance, which is the sum of the heat transfer resistance in the boundary layeron the primary side of the heat transfer surface, the resistance in the wall (includingpossible fouling layers), and the resistance in the boundary layer on the secondary side.Usually the wall is made from a material with a high thermal conductivity, and it is notvery thick, so that the heat transfer resistance in the wall itself is usually relatively small.This means that so long as no great fouling has taken place the overall heat transfer isdetermined by the heat transfer resistances in the boundary layers.

So long as fully turbulent flow conditions are prevailing, variations in heat transfercoefficients are well described analytically by power functions of mass flowrates,neglecting some influence from fluid temperature.

The LMTD concept is also useful when calculating the rate of heat emitted from radiators.In fig. 2, typical flow and return temperatures trf and trr in a radiator circuit are plottedagainst a dimensionless heat load qr, which is defined so that it becomes unity atmaximum heat load. For simplicity, no internal heat gains are assumed to raise the indoortemperature ti, so that at vanishing heat load trf trr, and ti all coincide. The temperaturecurves shown in heavy line indicate radiator temperatures at a normal, rather big waterflow mr in the radiator circuit, while curves in thin line are valid for a smaller water flow.In both cases, the different water flows are kept constant at changing heat load.

For a radiator circuit with given size of the radiators, the rate of heat transfer at varyingtemperatures is given by n'the power of the relative size of the LMTD for the radiators, asindicated by the formula in fig. 2. Here, index o denotes a reference value at designconditions. If the flowrate mr is reduced at constant heat load, trf is raised and trr islowered, so that the LMTD is kept unchanged, and the temperature drop trf - trr in theradiator circuit is increased in reverse proportion to the size of the flowrate.

The constants and relative heat exchanger sizes adopted in figs. 1 and 2 will be used in allthe numerical examples to be considered in the following paragraphs.

3. Effects of Lowered District Heating Forward Temperature

In many district heating networks there is a constant incentive to modify control schemesin the direction of lower forward temperatures. The most common motive for this is the

5

fact that usually the electric output from a combined heat and power plant will improvefrom such a measure. Also heat losses from the network are normally reduced.

A lower primary forward temperature can be facilitated by lowering operatingtemperatures in connected radiator circuits. For instance, in new buildings this could beachieved by selecting great surface areas for radiators. However, in existing buildings sucha measure would normally be very costly.

Therefore, it is of practical interest to examine the response of unchanged house stations tovariations in primary forward temperature, as shown in fig. 3.

To the left the diagram of radiator temperatures vs. heat load at constant water flow isiterated from fig. 2. In the diagram to the right the primary return temperature tr1 is plottedagainst the primary forward temperature tf at various heat loads q*

r. Also plotted here arecurves showing the total return temperature tr from the house station, where the primarywater is cooled, both by the radiator circuit and by a circuit for hot water provision at ahigh hot water demand. The diagram at the bottom of fig. 3 is a plot of dimensionlessprimary water flowrate m1 against primary forward temperature at various heat loads.Here, the flowrate m1 is made dimensionless by dividing it with the flowrate at design heatload and tf = 120°C.

From the figure it can be seen that both the variation in primary return temperature tr1 andin flowrate are non-linear, if the forward temperature is lowered at constant heat load. Thechange in tr1 is given by the change in Least Temperature Difference LTD for the heatexchanger. At high levels of tf and at low heat loads the LTD is small, and so isaccordingly its variation with tf. However, when tf becomes so low that the temperaturedifference ITD becomes small, the size of the LTD increases progressively.

The rapid increase in primary water flowrate m1 at lower primary forward temperaturesstems, partly from an increase related to the inverse of the Initial Temperature DifferenceITD, and partly from an influence due to the increased LTD.

In the diagram the tr- and tr1-curves have been extended down to the theoretical limit lineof tf = tr where the primary flowrate becomes infinite. Due to large pressure drops,operation at very low ITD's is of course unrealistic, but it is nevertheless of interest tofollow the curves down to the theoretical limit.

The curves of the total return temperature tr are seen to meet with tr1-curves on the limitline, above a certain heat load, i.e. so long as the flow temperature trf in the radiator circuitis in excess of the temperature of the hot water provided for in the house station.

In fig. 4 the LTD and the primary mass flowrate m*1 are plotted against the heat load q*

r atvarying ITD. The bottom diagram indicates a typical kind of dependence between theprimary forward temperature tf and the heat load, a temperature programme for the districtheating network. By subtracting the secondary return temperature trr given by the radiatorheating curve, a specialised relationship between ITD and qr is given. By imposing thisrelationship on the two diagrams above, curves of ITD vs. Q*

r and of m*1 vs. q*

r are found,indicated by the curves drawn in heavy line in the top and middle diagrams of the figure.

6

Fig. 3

Effect of varying primary forward temperature tf on primary return temperaturestr (from house station) and tr1 (from radiator circuit heat exchanger) and onprimary water flowrate m*1 (dimensionless) to radiator circuit heat exchanger.Curve parameter: dimensionless heat load q*

r.

Return temperature tr from house station taken at hot water heat load qhw equal tospace heat load qr,o at design outdoor temperature.

7

Fig. 4

Least Temperature Difference (LTD), primary water flowrate m*1 (dimensionless),

and return temperature tr1 from radiator circuit heat exchanger at varying heatload q*

r (dimensionless), varying Inlet Temperature Difference (ITD), and whenprimary forward temperature tf varies according to typical temperature program.

8

It is significant that when the primary forward temperature program is given by thetemperature programme at the bottom of fig. 4, the LTD of the heat exchanger is verysmall at most heat loads. Since greater heat loads occur only rarely, the yearly averagevalue of the LTD will also be very small, in the order of no more than a couple degreesCelsius. However, to conclude from this that the sizing of the heat transfer surface areawould in all instances be within safety limits, or even to speak of 'oversizing' (as issometimes done) would be inappropriate. At operational conditions deviating from theideal conditions given the forward temperature program, the size of the LTD may increasesubstantially.

4. Forced Building Warm-Up

Intermittent building heating has become a popular measure for achieving savings in heatconsumption, and in some cases also as an instrument for improving indoor thermalcomfort (refs. 2, 3, and 4).

The widespread use of microprocessor technology in control equipment for buildingheating systems has made various sophisticated intermittent control methods available at alow cost. These make possible, both automatic set-backs in indoor temperature at nightand mid-day, and forced building warm-ups in the morning. A fast warm-up is realised,either by adding a fixed number of degrees Celsius to the forward temperature in theradiator circuit, or by employing adaptive control strategies by which both the length ofthe warm-up period and the level of the forward temperature are optimised automaticallyby the control equipment.

The actual size of the savings in heat consumption by such intermittent heating is a matterof ongoing controversy. Clearly, the type of building construction is an importantparameter in this connexion. The dissemination of advanced equipment for local controlof intermittent heating presents a serious problem to district heating companies. Whereheat loads were previously characterised by both slow and moderate variations during theday, more and more violent peaks are now in many cases observed in the early morninghours.

These peaks stress both central heat generating plant and network operation. Fig. 5 showsresults from a numerical calculation example which illustrates what happens in a housestation during a forced building warm-up. In the case examined both the primary forwardtemperature tf and the mass flowrate m*r in the radiator circuit are selected to be constant inall instances.

When the forward temperature trf in the radiator circuit is raised to a level of 20°C abovethe day-time level, the heat exchanger LTD, the primary mass flowrate m*

1, and the rate ofheat transfer q*r in the heat exchanger, all increase dramatically. The high peak value of theLTD is derived partly from the increased loading of the heat exchanger, and partly fromthe smaller temperature difference ITD, when trf is raised.

In the calculations, it was assumed that at all loads the control equipment governing theamount of primary water passed through the heat exchanger responds momentarily and iscapable of following the variable flow demand exactly at all times. In practice, thefeedback control loop for the valve in series with the radiator heat exchanger will often

9

Fig. 5

Forced building warm-up in morning hours. Resulting water temperatures,primary mass flowrate m*1 and heat transfer rate q*

r in heat exchanger. Flowratem*

r in radiator circuit is kept constant.

10

have a somewhat slower response than the valve for hot water provision (when it is of theonce-through type). However, normally this time lag will be small in comparison with thelength of the forced warm-up period.

The great peak in primary mass flowrate shown in fig. 5 could, however, in some cases beunrealistic, since the peak may be greater than the value at which the control valve spindleis in an end position. On the other hand, at network locations where pressure differentialbetween forward and return lines are great, the end position may never be reached, even atvery high flowrates.

The conditions selected for the numerical example are somewhat unfavourable in that theprimary forward temperature tf is kept constant all through the warm-up procedure. Byletting the primary forward temperature vary in the same way as the secondary forwardtemperature, the loading of the heat exchanger could be alleviated to some extent.

However, in practice it is only possible to do this to a limited extent. The fact that localcontrol equipment in different house stations is usually not fully synchronised, isfavourable in that it gives some smoothing of the peak in heat load to be met by the centralgenerating plant, but it also makes it difficult to follow suit with the network forwardtemperature. The sometimes great differences in transportation time for network waterfrom the central plant to house stations at various locations adds to these difficulties.

In the first phase of the warm-up period the load on the heat exchanger is increased, notonly due to the amount of heat needed to compensate for lower temperature in the buildingstructure, but also because the heat carrier in the radiator circuit must be loaded to achievea higher mean temperature on the radiator surfaces. When the control equipment steps upthe forward temperature trf at the end of the night period, the return temperature trr to theheat exchanger is at first unchanged at the low level prevailing during the night. Since theflowrate in the radiator circuit is kept constant, the much greater temperature rise trf - trr inthe initial stage of the warm-up procedure means that the rate of heat transfer is increaseddramatically.

The non-equilibrium conditions prevailing in the first phase of the warm-up period areseen in the temperature vs. heat rate diagram at the bottom of fig. 5 as an excursion fromthe equilibrium radiator curves of trf and trr at different indoor temperatures ti.

In the numerical example examined here, the return temperature trl from the radiator heatexchanger is seen to reach its peak level at the end of the warm-up period, even though theLTD is not at a maximum at that moment. The maximum in primary flowrate at thebeginning of the warm-up period represents the most severe load phase from the point ofview of the heat supply capacity of the district heating network. But the peak in primaryreturn temperature towards the end the warm-up is more significant when considering therisk of thermal fatigue loading of the return pipes in the network.

A proper timing in the control equipment carrying out the daily cycling of the buildingheating, will end the warm-up period prior to the time when most of the occupants risefrom their beds. This means that the warm-up period will end before any greater hot-waterload has built up, and the return temperature tr from the house station will reach a level

11

close to that of the return temperature tr1 from the radiator heat exchanger. This willnormally be the maximum level during the 24-hour cycle. Minimum is reached when thehot water load is greatest, i.e. normally somewhat later in the morning, with the kind ofdaily routine typical for people in modern western countries these days.

The range of variation in the return temperature from the house station in daily cycling isan important parameter when estimating the risk of thermal low-cycle fatigue in pipelines.A forced warm-up of the building increases the temperature range. With a given cycle oftemperatures in the radiator circuit, the range of variation in return temperature on theprimary side can be kept as low as possible if the heat transfer area is selected to be large,since this will ensure that the LTD is kept small at all loads.

various strategies can be considered on the part of the district heating companies to meetthe predicament presented by the increasing peak loads in the networks during forcedwarm-ups in the mornings. One line is to employ flow-limiting control equipmentrestricting the district heating flow through house stations, thereby introducing a stimulantfor houseowners to preserve intermittent heating procedures in such buildings where theactual heating energy savings are significant.

Another kind of strategy would be to devise house station schemes incorporating heatstorage capacity in the radiator heating system. Where buildings are equipped withcentralised hot air heating systems, peaks in house station return temperatures can bereduced by letting the hot air system provide the forced warm-ups, avoiding the highreturn temperature peaks associated with forced warm-up in radiator circuits.

5. Reduced Water Flowrate in Radiator Circuit

Since the heat rate emitted by a radiator is governed by the LMTD of the radiator (i.e. theeffective mean temperature difference between the radiator and the air inside thebuilding), the return temperature from the radiator can be lowered by reducing the waterflowrate, as already indicated in fig. 2.

Therefore, where radiator circuits are connected directly to district heating networks,smaller radiator flows are often chosen than those in buildings heated by individualboilers. Both in The Federal Republic of Germany and in Denmark directly connectedradiators are sometimes equipped with special thermostatic valves developed for stableoperation at very small water flows (ref. 5).

One of the arguments in favour of indirect connection is the fact that this method providesthe possibility to abstain from any modification of the radiator circuit. As a consequence,temperature drops in indirectly connected radiator circuits are often smaller than withdirect connection. In buildings without connection to district heating there is usually noincentive to lower the return temperature of the heating circuit.

During the last few years, operation with lower water flowrates in radiator circuits hasbeen considered and to some degree also practised in buildings connected to Swedishdistrict heating networks, where the principle of indirect connection prevails. There has

12

Fig. 6

Effects of varying radiator circuit water flowrate m*r (dimensionless) on primary

return temperature tr1, when radiator circuit heat exchanger is kept unchanged,and when it is modified in various ways.

been a rather heated debate as to the pros and cons of the 'low flowrate method' (e.g. refs.6, 7, and 8). Much of the attention has here been devoted to how the heat requirement of abuilding is affected and to the flow distribution in various parts of a radiator circuit.

Another question which deserves consideration is, to what extent a lower secondary watertemperature resulting from a lower water flowrate in the radiator circuit is accompanied bya lower return temperature on the primary side. When the indirect connection principle is

13

adopted, this means that variations in the temperature differential LTD over the heatexchanger for radiator circuit heating must be taken into account.

Fig. 6 shows results from a numerical example of temperatures calculated for an indirectlyconnected radiator circuit, where the water flowrate m*

r is varied. In the diagram at the topof the figure the heat load is half the design heat load. The forward and returntemperatures trf - trr of the radiator circuit as well as the primary return temperature tr1 fromthe heat exchanger are plotted against the dimensionless flowrate m*

r. m*r = 1 corresponds

to conventional (i.e. low) temperature drops in the circuit.

Different curves are plotted for the primary return temperature tr as a function of the waterflowrate m*

r under various assumptions.

In case 1, it is assumed that the heat exchanger has a thermal length (NTU) typical ofcurrent Swedish design practice, that the two coefficients of heat transfer on the primaryand secondary sides of the heat transfer surface are equal at full load design conditions,and that both coefficients vary with the flowrates according to power laws (cf. fig. 1) withexponents p = 0.75. In case 1, tr1 is seen to be virtually constant down to around 50%flowrate. Further reduction of the flow results in a progressive increase in trl, due to arapidly increasing temperature difference LTD, which more than outweighs the drop in thereturn temperature trr on the secondary side.

In case 2, the ratio of heat transfer coefficients on the secondary (hs,o) and primary (hp,o)sides of the heat transfer surface is smaller at reference load. At reduced flowrate in theradiator circuit hs becomes smaller, but the resulting reduction in overall heat transfercoefficient U is not as great as in case 1. Therefore the return temperature on the primaryside becomes lower in case 2, and with a proper reduction in flowrate m*

r a net gain intemperature drop on the primary side is achieved.

As is seen from case 3, a greater heat transfer surface is also beneficial - if the surface areaof the heat exchanger were infinitely large, trl would coincide with trr at all water flows inthe radiator circuit.

In cases 1, 2, and 3, the heat exchanger is assumed to be designed differently, but atvarying flowrate m*

r the design is kept constant for each case in turn, i.e. the curves areplots of performance at various operating conditions. Case 4 is different. Here the trl-curveis calculated with the same assumptions as in case 1, but the flow passage areas on theprimary and secondary sides are assumed to be adjusted to changing flowrates in suchproportion that the heat transfer coefficients are kept constant. This means that when mr ischanged, the passage areas are modified to keep flow velocities constant in spite ofchanged primary and secondary flowrates.

By comparing the tr1-curves of cases 1 and 4 it can be concluded that when considering tolower the flowrate in a radiator circuit which is connected indirectly to a district heatingnetwork, it is important whether this is done at the planning stage, or if it is beingconsidered as a measure for buildings already connected. In the first case one has, at leastin principle, the freedom to select heat exchanger dimensions according to flowrates. Inpractice, though, the degree of freedom may be restricted by the heat exchangerdimensions available on the market, so that it may not be possible to find heat exchangers

14

with exactly optimal flow passage areas. Nevertheless net reductions in primary returntemperature should be possible to achieve in many cases.

At the bottom of fig. 6 effects of a reduced flowrate in the radiator circuit are shown forvarying heat load as the abscissa in the two diagrams. Curves are shown for two flowratecases, m*r = 1 and = 0.4.

Reduced flowrate in the radiator circuit is seen to affect the primary return temperaturequite differently at low, medium, and great heat loads. At low heat loads, the primaryreturn temperature gains from the reduced flowrate in all cases, though the changes intemperature

At high heat loads, on the other hand, the meaningfulness of a flow reduction is seen todepend strongly on the size of the heat exchanger surface. with a heat exchanger ofordinary design a flow reduction in the radiator circuit could be quite detrimental to theprimary return temperature. But by increasing the size of the heat exchanger it is alsopossible to achieve a great improvement in cooling of primary flow.

In some countries, a maximum water temperature of around 100 °C, as occurs in fig. 6,would be unacceptable. However, the main tendencies identified in the discussion of lowerradiator flowrates would also apply if the radiators were designed with greater surfaceareas, and thus for lower water temperatures.

In all cases of heat exchanger design, at all heat loads, and at all primary forwardtemperatures, an optimal flowrate exists in the radiator circuit, i.e. a theoretical valuegiving a minimum return temperature on the primary side. A local control equipmentcould be designed to automatically select the flowrate according to this optimum. Such adevice would be attractive in several respects. One advantage with an equipment whichadjusts the flowrate automatically, as compared to the case of a lower flowrate selectedmanually, would be that the district heating company could select the forward temperatureof the network more freely. With fixed and low flowrates in the radiator circuits lowerreturn temperatures in the district heating network would be achieved at the price ofrestrictions to maintain the forward temperature at a higher level. In many networks such aconsequence would be unfortunate, since the long-term goal may be to achieve thelowering of both return and forward temperatures.

6. Acknowledgements

The present study was carried out within a research project financed by the SwedishCouncil for Building Research, the Swedish National Energy Administration, and theNordic Council of Ministers.

7. References

1. Swedish District Heating Association: Connection of Larger Buildings to DistrictHeating Networks, Guidelines (in Swedish)Stockholm, June 1983

15

2. W. Bode: Energieeinsparungen durch intermittierende Fahrweise von Fernwärme-systemenEnergietechnik, 31(1981)., Heft 11, p. 418 - 423

3. W. Hesse, D. Martin: Fahrweise von Heizungssystemen in Abhängigkeit von denWetterelementenStadt- und Gebäudetechnik 38(1984), 2, p. 18 - 21

4. L. Jensen: Indoor Temperature Set-backs at Night in Multi-Family Houses (in Swedish)Research Report No. R64:1983 from the Swedish Council for Building Research,Stockholm 1983

5. H.U. Schelosky, H.P. Winkens: Untersuchung der Regeleigenschaften von thermo-statischen Feinregulierventilen in hochgespreizten FernheizungsanlagenFernwärme International Heft 3, 1981, p. 120 - 132

6. S. Mandorf: On the Question of Low-Temperature or Low-Flow Radiator Circuits,How Should Heat Distribution Systems be Balanced? (in Swedish)VVS-Forum, No. 4, 1985, p. 52 - 54

7. Ö. Sandberg: Please Give Practical Examples! (in Swedish)VVS-Forum, No. 6/7, 1985, p. 61 - 62

8. S. Mandorf: Oversizing of Radiators not Significant in This Connection (in Swedish)VVS-Forum, No. 9, 1985, p. 40 - 42

Paper 2

1

Paper to the 25th UNICHAL-Congress/ VIII. IDHCBudapest 4.-6.6.1991

Svend FrederiksenDragutin NikolicJanusz Wollerstrand

Lund Institute of TechnologySweden

DISTRICT HEATING HOUSE STATIONS FOR OPTIMUM OPERATION

Summary:

A class of house station variants, in which domestic hot water is prepared inonce-through heat exchangers, are compared in terms of primary water coolingand stability of hot water control. Included in the class are various types ofparallel connection schemes, as well as 2- and 3-stage connections, as they aretermed in Swedish district heating practice.

A theoretical analysis compares primary water coolings in the case of infinitelyeffective heat transfer in heat exchangers. Three variants are found to be repre-sent a maximum of cooling, all being exactly equivalent.

In a series of laboratory experiments cooling rates were measured for realisticsizes of heat exchangers, along with dynamic responses to sudden hot watertappings.

A conclusion from the analysis is that 2- and 3-stage connections make poss-ible a high degree of cooling, but great care is needed in designing controlsystems.

2

1. Scope

In this paper we shall compare a number of house station connection schemes in terms ofprimary water cooling and stability of domestic hot water (DHW) control.

Our investigation will be confined to a class of connection schemes comprising variants inwhich heat is transferred to a radiator space heating circuit and to a DHW circuit viaseparate heat exchangers. We shall thus exclude both house stations with storage tanks, andvariants in which radiator water serves as an intermediate between primary and DHWcircuits.

The class of variants so defined includes schemes which in Swedish district heating practiceare termed ‘2-stage’ and ‘3-stage’ connections. These variants were developed in the 1950’sand are still today generally used when connecting larger buildings to networks. They bothrely on heat exchangers in counter-current and comprise a DHW preheater stage, featureswhich favour a high degree of cooling of primary water.

In German literature, such schemes are often referred to as ‘Skandinavische Schaltungen’(ref. [1]). Since many years, the Swedish District Heating Association has prescribed themin Technical Guide-lines (ref. [2]), although details in lay-outs have varied in differenteditions of the guide-lines.

A number of investigations (refs. [4-9]) have dealt with comparisons of different lay-outschemes, establishing, among other things, that preheating of DHW is advantageous whenapplied properly. No clear-cut ranking of 2- and 3-stage schemes has emerged yet, exceptfor the obvious fact that the 3-stage scheme is sensitive to scaling in hard potable waterqualities.

One of the aims of the present analysis will be to identify the theoretical maximum ofprimary water cooling which can be attained by manipulating house station lay-outs.Another ambition will be to present a clear and systematic comparison, including a numberof possible (though not all) subvariants.

A stable function of DHW temperature control is essential, both to user comfort and, wherethe town’s water is hard, to avoid scale build-up in heat exchangers at excessive walltemperatures.

The smaller a connected building is, the greater are the relative variations in DHW load.Therefore, current trends in Swedish district heating practice and elsewhere to substituteonce-through DHW heaters for solutions with hot water tanks stress the need for high-performance control equipment.

2. Theoretical schemes with infinite heat exchangers

Fig. 1 shows a series of house station schemes, all within the class defined above, togetherwith temperature graphs from which primary return temperatures r are derived. Here, rdenotes a temperature level above that of incoming cold town’s water. For both parallel heatexchanger connections, 2-stage-, and 3-stage schemes thermodynamically favourable and

3

Fig. 1 Comparison of theoretical house stations with different connection schemes,in terms of primary return temperatures, given as levels r above temperatureof incoming cold water, for schemes with infinitely effective heat transfer inheat exchangers.

The analysis applies to load cases in which the return temperature level sfrom the space heating system is below the level h of the domestic hot water.The hot water load H is assumed to be smaller than the value at which rvanishes.

4

Fig. 2 Enlarged view of variant 2', which is 2-stage connection scheme with domes-tic water mixing in a 3-way valve.

5

less favourable (denoted by ') sub-variants are shown. Included in the series of 3-stageschemes is a Russian variant, which is described e.g. in ref. [3].

The load and design cases shown presume infinitely effective heat exchangers, capable ofreducing terminal differences between primary and secondary water temperatures to zero.This theoretical assumption yields us a series of limit cases against which the coolingeffectiveness of practical house stations (with finite heat exchangers) can be measured.

The schemes depicted also deviate from most practical schemes in that no DHW circulationhas been provided for, a further characteristic which tends to lower return temperatures inthe theoretical variants.

It should be stressed that the schemes shown are simplified in that they omit a number ofcomponents, essential to a safe operation in practice, but not to thermodynamicperformance; an example of this is non-return valves.

As an example to facilitate an understanding of the rather compressed fig. 1, an enlargedand expanded picture of variant 2' is given in fig. 2.

In the temperature graphs transferred heat constitutes the abscissa. Since all water flows areassumed to have constant specific heats at all temperatures, cooling and heating of waterflows produce straight lines with slopes according to the flowrates.

The load cases were so defined that the return temperatures in the radiator space heatingsystem is below the DHW temperature h. Another assumption of principal significance inthe case of 2- and 3-stage variants, is that the ratio H/S of DHW and space heating loads isbelow (though not very much below) the limit value above which r becomes zero, i.e. whenthe primary return temperature equals that of the incoming town’s water. At such big DHWloads, primary flows by-pass the space heat exchangers in the dotted connecting pipes ofvariants 3' and 3.

The analysis summarized in fig. 1 shows that the seven variants examined fall into threegroups with respect to effectiveness in cooling of primary water:

- variants P', P, and 3' (poorest)- variant 2'- variants 2, 3, and 3r (best)

It is reassuring to find that included in the best class are those sub-variants which are beingrecommended by the Swedish District Heating Association. It appears that in the theoreticallimiting case those two types of schemes (variants 2 and 3) are thermodynamically exactlyequivalent.

It is difficult to imagine any type of connection of heat exchangers that could produce evenlower return temperatures, which of course is no strict proof that the best class of variantssingled out here represents the absolute limit.

If changes in house station lay-outs are extended beyond pure manipulations in connectionschemes, further lowerings in return temperatures are attainable. For instance, by reducing

6

flowrates in radiator circuits, return temperatures from space heat exchangers could belowered, which would also result in lower primary return temperatures.

The analysis of the various lay-out schemes performed here makes it clear that the use of3-way mixing valves in DHW circuits may be, or may not be, thermodynamically harmful,depending on the particular type of scheme.

The two variants P' and P with a parallel connection of heat exchangers attain the sameprimary return temperature in fig. 1, even though an exergy loss takes place in the 3-wayvalve of variant P'. However, in case of finite heat exchangers of equal size, variant P wouldbe somewhat better.

Since the theoretical variant 2 is seen to be better than 2', insertion of a 3-way valve in theDHW of a 2-stage scheme is thermodynamically detrimental.

Finally, in the 3-stage scheme of variant 3 the 3-way mixing valve is an integral part of theconcept and cannot be said to have adverse thermodynamic effects, since this variantbelongs to the best class of variants.

Comparison of variants 3' and 3 shows that draw-off of preheated DHW to mixing in the3-way valve should be preferred to mixing with cold water. In the latter case the post-heatertakes over a larger part of the total DHW load, necessitating a bigger primary flow whichresults in a higher return temperature.

3. A laboratory house station rig

In the ‘ANSGAR’ District Heating Laboratory of the Lund Institute of Technology a specialrig was developed to compare various house station connection schemes experimentally. Byopening and shutting of various shut-off valves this rig can be changed into each of thevariants shown in fig. 1, except for variant 3r.

The house station rig was inserted into a test bed capable of simulating all combinations ofsupply water temperatures, differential pressures, and various load conditions in spaceheating and DHW circuits. The test bed was developed to investigate the performance ofboth specialised house station designs and various commercial house station types, e.g.variants with hot water storage.

In the test bed an electrical heater supplies heat to a small network, via a control unit thatsets the supply temperature and the pressure differential. Space and DHW static or dynamicloads are simulated by means of two separate cooling circuits, each comprising a controlunit to set temperatures and flowrates. At many locations, both in test bed pipes, and invarious points within the test objects, temperatures, flows, pressures, and valve settings arerecorded. Measured values are collected by a datalogger; in the present series ofexperiments, a sampling interval of 6 seconds was selected. A PC computer administers theoperation of both control units and the datalogger.

The house station rig was designed as a scale model of a bigger field house station serving21 flats. Three soldered plate heat exchangers serve as space-, DHW pre- and postheaters;

7

they are sized with respectively: 14, 16, and 12 plates. When shut-off valve positions areselected so that the rig operates in a parallel connection scheme, the two DHW heatexchangers are connected in series. Thus, the total DHW heat transfer area is the same in allvariants. At typical Swedish operating conditions, a maximum space heating load of 18 kW,and a maximum DHW load of 60 kW are transferred in the rig.

Like most field installations, the laboratory house station rig includes a DHW circulationline which feeds hot water back into the house station between the pre- and postheaters.Different circulation flowrates can be selected by adjusting a throttle valve in series with acirculation pump. So far, no artificial cooling has been introduced into the circulationcircuit, which means that the circulation heat loads are rather small, compared to the otherload components and to what is normally found in field installations.

In the rig outgoing water temperatures in the radiator and DHW circuits are controlled bymeans of temperature sensors and feedback signals to primary side control valves in serieswith the heat exchangers. This kind of conventional control is indicated also in fig. 2. Thevalves are equipped with step motors which are governed from electronic control boxesincorporating an integrating element that eliminates permanent offsets in controlledtemperatures.

The control valve for the space heating circuit operates with a full stroke time of 300seconds, and the DHW control valve with a full stroke time of 60 seconds. These timeintervals are long compared to residence times for water flow particles in the compact heatexchangers of the rig. However, this reflects conditions that prevail in many fieldinstallations.

It may be pointed out that, e.g. in contrast to what was assumed in the calculations presentedin ref. [4], no balancing throttle valve was provided for in the primary return line. A simplehand-operated balancing valve will have both advantageous and less favourable effects onhouse station control dynamics. The more advanced solution with an automatic pressuredifferential control valve certainly provides a favourable alternative, but in Sweden this kindof element is usually not installed, for cost reasons.

4. Test results

Figs. 3, 4, and 5 depict selected results from repeated load cycles with the test rig in thelaboratory. The two first figures show recorded DHW temperatures at two different settingsof DHW circulation flowrates. Fig. 5 shows primary side temperatures at the lowercirculation flow, i.e. readings taken from the same experiments to which fig. 3 applies.

In the experiments the primary supply temperature and the radiator circuit temperatureswere set according to the three diagrams at the top of each of the figures. I.e., each columnof recorded diagrams corresponds to a certain space heating load. The temperature graphsselected for the supply and radiator circuits may be characterized as typical of Swedish low-temperature design.

In the figures the second row of diagrams shows the DHW tapping pattern which wasrepeated for each 1-hour cycle. The mean value of the DHW during the one hour is around

8

Fig. 3 Domestic water temperatures for different connection schemes, measuredwith a laboratory house station rig, with a relatively small hot watercirculation flowrate (0.01 liters/sec).

For each variant is shown responses to hot water load tappings according tothe diagrams in the second row. The first row of diagrams indicates threedifferent space heating load cases, one for each column of diagrams below.

9

Fig. 4 Domestic water temperatures measured with the laboratory house station rigat a relatively big hot water circulation flowrate (0.09 liters/sec).

10

Fig. 5 Primary side temperatures measured with the laboratory house station rig.Same series of experiments as in fig. 3.

11

40% of the mean space heating load. The three very distinct tappings were selected to testthe response of the house station variants to sharp variations in hot water flows. Sharpvariations in loads often occur in single-family house, whereas in bigger buildingsconsumption patterns in different flats usually overlap to produce a more smooth variationin hot water load.

The incoming cold water temperature is seen to have varied somewhat during the loadcycles, due to heat exchange with room air, around an average of 13ºC. The DHW leavingthe house station was set at 55ºC. This was done by selecting this temperature level, eitherfor the controller of the DHW leaving the postheater, or for the controller of the DHW 3wayvalve, depending upon the particular sub-variant.

To the right in figures 3, 4, and 5 are shown the variants tested. The sequence of variantscorresponds to the series of theoretical variants in fig. 1, except that the Russian variant 3rwas not tested.

It may be noted that in all the experimental variants a 3-way valve is installed in the DHWcircuit. Changes from variant P' to P, and from 2' to 2, are performed by interchanging(between 55 and 65ºC) set-point values for controllers governing the 3-way and DHWprimary side control valves.

From the test results a number of observations can be made:

Big circulation flowrates tend to reduce swings in DHW temperature (comparison offigs. 3 and 4).

For example, when a hot water tapping suddenly ends, the DHW temperature leaving thepostheater goes up, there is an overshoot. The reason is that at first the rather slow feedbackcontrol of the DHW temperature does not react, so that a too high primary water flowrateprevails initially. The bigger the circulation flowrate is, the greater is the DHW watervolume that absorbs the excess of heat transferred, and the smaller is the accompanyingtemperature rise.

Unstable on-off operation of the DHW control valve is observed to take place whenthere is no tapping of hot water.

The reason is that the small primary flowrate needed to compensate for the small heat lossof the DHW circuit corresponds to a valve setting below the lower threshold of theoperational range (which for the valve in question is 1:30). True, the circulation heat loss inthe experiments was very low, but on-off instability is not unusual in field installationseither.

Continuous mixing in DHW 3-way valves is efficient in smoothing out temperatureswings but also leads to higher temperature levels in the postheater.

This observation is very clear in the case of 3-stage schemes, but also holds for parallel and2-stage schemes.

Preheating of DHW tends to stabilize hot water temperatures.

12

This is especially so at high space heating loads, when the return temperature of the spaceheating circuit is high. Also, preheating is seen to be somewhat more efficient in reducingdips in DHW temperature, rather than overshoots.

The favourable effect of preheating on DHW temperature stability can be explained by thesmaller variations in primary flowrates, accompanied by greater variations primary returntemperature (cf. fig. 5).

In fig. 6 averages of recorded return temperatures are plotted against space heating load,together with curves for theoretical lay-outs with infinitely effective heat transfer and noDHW circulation, as calculated from the formulae given in fig. 1 with the same DHWtapping cycle to which the experimental variants were exposed.

The generally higher experimental return temperatures are attributable to several factors, allaffecting the performance of the rig adversely:

- finite heat exchanger sizes- imperfect dynamic control- influence of DHW circulation

Among the observations which can be made from fig. 6 we may especially note thefollowing:

Preheating (in 2- and 3-stage schemes) results in a better cooling of primary water,although the overall improvement is no more than a few degrees centigrade.

In the present series of experiments, the best sub-variant of 2-stage (variant 2)performs better than 3-stage (variant 3).

This may be attributed to the rather low primary supply temperatures, affecting the returntemperature of the 3-stage scheme more than that of the 2-stage scheme. The reason derivesfrom the fact that in the 3-stage variant the primary supply temperature entering the spaceheat exchanger is lower, due to cooling in the postheater. The result is a generally bigger,and more sensitive, least temperature difference between primary and secondary returntemperatures in the space heat exchanger.

A high DHW circulation flowrate tends to raise primary return temperatures,especially at low space heating loads.

The reason is that a higher circulation flowrate raises the return temperature of therecirculated DHW fed into the house station. The influence of circulation flowrate onprimary return temperature will be even bigger in most field installations with higher heatlosses from the DHW circuit.

In an earlier investigation (ref. [7]) of a 2-stage field house station an excessive negativeinfluence of DHW recirculation was found to be caused by a missing non-return valvewhich at low DHW loads caused recirculated water to be fed into the preheater, togetherwith cold town’s water. In house stations with preheating of DHW it is thermodynamically

13

Fig. 6 Average primary return temperatures, calculated from the experiments offigs. 3-5, and with the formulae given in fig. 1 for corresponding theoreticalhouse stations with infinitely effective heat transfer in heat exchangers.

14

favourable, as has been supposed in all variants here, to feed recirculated water into theDHW circuit between the two hot water heating stages.

5. Conclusion

The well-established types of 2- and 3-stage schemes utilised in Swedish district heatingpractice are basically sound, making possible high cooling rates of primary water whenadopted in a proper way.

In geographical locations where fouling of the postheater may be caused by unnecessarilyhigh DHW temperatures, the present practice of adopting the 2-stage scheme is wise. It isrecommendable to use the sub-variant (variant 2) in which no permanent mixing of flowstakes place in a 3-way valve of the DHW circuit.

However, this scheme poses great demands on control equipment that governs the DHWtemperature, especially in smaller installations. A high DHW circulation flowrate may beused to reduce temperature swings, but if this is done with the present type of fieldinstallations, raised primary return temperatures are incurred, especially at low spaceheating loads.

Therefore there is a considerable demand for more sophisticated solutions to the control ofthe DHW temperature. One method, which has already been adopted in practice in recenttime, is to speed up the feedback control loop with a feedforward DHW flow inducedsignal.

Another, or complementary, type of solution could be to develop some kind of method forautomatic variation of the DHW circulation to correlate the flowrate to DHW tappings. Inthis way it may be possible to take advantage of the capacity of a big circulation flow tostabilise the DHW temperature at fast changes in hot water load, without having acontinuous, high circulation flowrate that raises the average primary return temperature.

6. Acknowledgements

The present study was carried out within a research project financed by the SwedishCouncil for Building Research, the Swedish National Energy Administration, and theNordic Council of Ministers.

7. References

1. K. Hakansson (red.): Handbuch der Fernwärmepraxis. 3. Aufl., Vulkan-Verlag, Essen, 1986.

2. Swedish District Heating Association: Technical Guide-lines for Delivery of District Heating (inSwedish). Stockholm, November 1988.

3. N.M. Zinger & A.L. Burd: Experimental Investigation of a Group Heating Substation with Auto-matic Control of Heat Supply for Space Heating. Thermal Engineering, 26(3), 1979, p. 61 - 66.

15

4. H. Fornäs & G. Svensson: Konstruktion und Schaltung von Wärmeaustauscherstationen. Paper tothe 1975 UNICHAL Conference in Paris.

5. S. Frederiksen & J. Wollerstrand: Performance Characteristics of Parallel and 2-Stage DistrictHeating Connection Schemes (in Swedish). Swedish Council of Building Research, publicationno. R68:1987, Stockholm 1987.

6. H. Eriksson & S. Werner: Simulation of a Consumer Substation. Paper no. 9.1E to the 1985UNICHAL Conference in Copenhagen.

7. S. Frederiksen & J. Wollerstrand: Field Measurements of the Performance of a District HeatingHouse Station (in Swedish). Swedish Council of Building Research, publication no. R39:1988,Stockholm 1988.

8. P. Gummérus: An Analysis of Conventional District Heating House Stations (in Swedish).Dissertation from the Chalmers Technical University in Gothenburg, 1989.

9. R. Blomquist: District Heating House Stations of 2-Stage, 3-Stage, and Parallel Connection Type,Field Measurements in ‘Gubbängen’, Stockholm (in Swedish). Swedish Council of BuildingResearch, publication no. R19:1990, Stockholm 1990.

Paper 3

1

Paper to the 5th International Symposium onAutomation of District Heating Systems20 - 23 August, 1995 in Otaniemi, Espoo, FinlandArranged by the Nordic Council of Ministers

Thermostatic Control of Instantaneous Water Heatersin District Heating Substations

Svend FrederiksenJanusz Wollerstrand

Lund Institute of TechnologySweden

Abstract

The paper presents results from investigations into two generations of a commercial type ofthermostatic controller, termed AVTQ, developed for application to domestic hot waterheaters, typically found in district heating substations. The controller has been designed formaintaining a stable domestic hot water temperature, even when the heater is exposed to bigand fast variations in hot water flow rate. The difficult problem of achieving this facility in aself-acting mechanical valve has been solved by combining thermostatic feedback with afeedforward loop. This speeds up the valve response. In the most recent version of thecontroller, the feedforward loop is also utilised for providing a partial compensation forsteady-state errors of the P-band type, caused by the feedback loop.

The investigations were made at the Lund Institute of Technology in a co-operation with themanufacturer, the DANFOSS A/S company of Denmark. The paper contains results fromlaboratory testing of valve performance, as well as considerations leading to improvedperformance.

2

The control problem

In some countries instantaneous water heaters are used extensively in district heating (DH)substations. Indirectly utilising the storage capacity of the DH network, instantaneous heatersprovide a more compact solution, compared to equipment depending on storage capacity inthe secondary, i.e. the domestic hot water, circuit.

On the other hand, demands on thermostatic control equipment are difficult to fulfil in allrespects, in particular with small instantaneous water heaters. Here, opening and closing ofeven a single faucet in the hot water distribution system, often creates a big and fast variationof the flow rate passing the secondary side of the heat exchanger. Although newer faucetdesigns sometimes include built-in damping to slow down flow variations, with the aim ofpreventing water hammer, flow changes in the heat exchanger may still take place withinseconds. Also, the wide application in the last few years of extremely compact, soldered plateheat exchangers tends to stress demands for fast controllers.

Many conventional, thermostatic valves are too slow for these applications. Typically, asudden increase in hot water flow will produce an undershoot in the outgoing temperature.Conversely, a sudden diminishing of hot water flow will produce an overshoot, since the slowvalve for some time passes too much DH water from the supply pipe to the heat exchanger. Ifthe potable water is hard, such temporary overheating may contribute to scale precipitation.

In addition to load variations caused by changes in hot water flow, instantaneous waterheaters sometimes are exposed to big variations in operating conditions, caused by events inthe DH network. Typically, the primary supply temperature may vary, both in a systematicway with changes in outside air temperature, and due to other causes. A particularly difficultcase to handle arises when heat losses cause the DH water in the local supply pipe to cool offin the summer time. During the night hours the DH water flow may even stop completely. Inthis case the opening of a faucet in the morning may cause a big and fast rise in the supplytemperature, when the water has been running for some time.

Also, primary side pressure differentials in substations may vary heavily, e.g. due to changesin flow directions in the DH network, when heat production is shifted from a plant at onelocation to a plant in another part of the town. Of course, to a great extent it is possible toprotect thermostatic control equipment from this type of variations by installing pressuredifferential regulators, but in practice such devices are sometimes left out for cost reasons.

The AVTQ valve concept

From control theory a well-known method of speeding up feedback loops is to supplementthem with a feedforward loop to establish a fast reaction to control disturbances. The AVTQvalve developed by the Danfoss A/S company utilises this principle in a pressure controlled,thermostatic valve, cf. fig. 1.

3

Fig. 1 Instantaneous water heater equipped with self-acting, thermostatic control valvetype AVTQ (new version) manufactured by Danfoss A/S [ref. 3]

Here, the feedback loop is provided for by a fast temperature sensor in the hot water flowleaving the heat exchanger. The valve spindle position is affected by a thermally expanding/contracting gas in a signal pipe connecting the sensor and the valve. The feedforward loop isconstituted by pressure differential, created in a throttle valve fitted into the cold water supplyline and designed for a certain pressure differential /flow rate characteristic. This flow-dependent pressure differential is transmitted to a membrane, affecting the valve spindleposition.

The AVTQ valve is thus a (hydraulical-/) mechanical, self-acting valve, which is independentof external energy. It may be characterised as a hybrid of two well-established valve types: Aconventional thermostatic controller and a pressure differential controller, fitted onto thethrottle valve in the cold water supply line. Although providing sophisticated control method,the valve is comparatively cheap, both in manufacture and installation. This is an importantmarket requirement in small-scale installations.

Although the feedforward loop speeds up the controller, the feedback loop of the AVTQvalve is already rather fast, compared to many other types of thermostatic valves. In part thisis due to the big surface area of the spiral-shaped sensor body. From the fig. 1 it can also beseen that the manufacturer recommends that the temperature sensor be placed as close aspossible to the hot water outlet, and normally even inside the heat exchanger. Time lagbetween heat exchanger outlet and sensor is a well-known source of control problems ininstantaneous water heaters.

Investigation of the older type of AVTQ valve

In 1992 we, together with a co-author [ref. 2], reported results from an investigation into thefunction of the first generation of AVTQ valves, which had then been in operation in the

4

market for a couple of years. The work was both theoretical and experimental. The report alsocontained suggestions for modifications and improved valve design. The valve was tested in alaboratory rig on various types and sizes of plate heat exchangers, e.g. single and double passheat exchanger configurations. The rig has been developed for testing of DH substations invarious combinations of load situations, including static and dynamic hot water loads andchanges in primary supply temperature, as well as varying differential pressure.

Fig. 2 is a drawing of part of the test arrangement, showing the AVTQ valve fitted onto agasketed plate heat exchanger, together with specially designed laboratory temperaturesensors and data acquisition equipment. Each laboratory temperature sensor is a combinationof 1 resistive Pt sensor and 4 pairs of thermocouple wires. With these sensors, it was possibleto record temperature stratification in the pipes, and at the same time collect reliable meantemperatures for bulk flows. The small time constants for the thermocouples permitted veryfast readings of temperature variations.

GPIB

PC

data acquisition unit

DH watersupply

domestic hotwater

DH waterreturn

domestic coldwater

AVTQ

domestic hotwater circulation

Fig. 2 Laboratory arrangement for tests of control valve type AVTQ (old version).

5

Fig. 3 and 4 show results of two tests with different primary side differential pressures. Bothtests lasted for one hour. During each test cycle, the thermostatically controlled heatexchanger was exposed to 4 successively increasing steps in hot water flow rate, simulatingsudden faucet openings and closings.

The figure illustrates some of the main observations we made from the test programme:

*1 The AVTQ valve fulfilled the main purpose of rapid responses to load changes, althoughthere still is a delay, causing an initial temperature drop when the hot water flow rate issuddenly increased.

*2 The steady-state hot water temperature is affected by the size of the hot water flow rate,by the primary supply temperature, and by the primary side differential pressure. I.e., wecan observe steady-state errors for the controlled water temperature.

*3 Suddenly increasing or suddenly diminishing hot water flow rates produce variouspatterns of swings in hot water temperature during the transient phase. The sequences ofover- and undershoots seem to depend on the size of the flow rate steps in a systematicway.

Two further observations, which cannot be seen in figs. 3 or 4, but which appeared from thecomplete series of experiments were the following:

*4 In a few cases, unstable valve function (hunting) was observed.

*5 Significant temperature stratification (up to 10ºC) in the hot water outlet pipe wasobserved at small and (rather surprising) also at big flow rates. However, the controllerappeared insensitive to this type of disturbance.

Comments:

Ad*1: It is not clear exactly how fast a response is really called for. An extremely fastfunction could cause harmful water hammer.

Ad*2: The steady-state error is a result of the fact that the feedback part of the controller is aP-type controller, i.e. it is associated with a P-band error.

Ad*3: By closer examination of the transient phases, they can be subdivided into 3 sub-phases (cf. fig. 4): First there is a time-delay phase, as pointed out above (*1). In thenext step the feedforward response to changed hot-water flow rate produces atemperature correction. However, this is a rather crude correction, which at smallflow rate increases produces an overshoot in hot water temperature, and an undershootat very big flow rate increases. In the third sub-phase, the feedback loop corrects thiserror. Sometimes this correction produces a damped oscillation.

6

∆p=0.5 bar AVTQ15

0

20

40

60

80

100

˚C

heat rate

dhw flow

DH flow

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1time [h]

20

40

60

kg/skW

0.6

0.4

0.2

0

DH supply

dhw out

DH returndcw in

∆p=5.0 bar

0

20

40

60

80

100

˚C

dhw flow

DH flow

heat rate

DH returndcw in

DH supply

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1

20

40

60

kg/skW

0.6

0.4

0.2

0time [h]

dhw out

Fig. 3 Results of tests with an instantaneous water heater, equipped with a AVTQ type controlvalve (old version, pipe size 15 mms) at two primary side differential pressures (0.5 and5.0 bar). DH = District heating, dhw = domestic hot water, dcw = domestic cold water.

7

T [˚C]

t [h]0

20

40

60

80

100

0.69 0.7 0.71 0.72 0.73

domestic hot water flow = 0.33 kg/s

domestic hot watertemperature

0

20

40

60

80

100

0.09 0.1 0.11 0.12 0.13

T [ C]

t [h]

domestic hot water flow = 0.11 kg/s

domestic hot watertemperature

12 3sub-phases

Fig. 4 Details of temperature graph in fig. 3, shown with higher time resolution,differential pressure = 0.5 bar, old version, AVTQ15. Left: Small load increase.Right: Big load increase

The crude feedforward correction results from the pressure differential vs. flow ratecharacteristic selected for the throttle valve in the cold supply pipe, cf. fig. 5. Therather prompt reaction of the feedforward loop is ensured by a step-like relationship.However, the flat characteristic following the steep slope at small flow rates, meansthat above a certain flow rate the size of the feedforward correction becomes almostindependent of the size of the flow rate change.

Ad*4: Several types of explanations could account for these cases. One is classical feedbackloop instability. At small flow rates, on-off function, due to insufficient valve controlrange, could be an explanation.

∆ p old version

domestic hot water flow ratio

improved version(adjustable characteristic)

Fig. 5 Feedforward characteristic of the AVTQ type control valves (old and improvedversions)

A third factor, which may combine with the two first ones to destabilize the controller,is internal valve hysteris. Therefore, an experiment was designed to measurerelationships between the valve spindle force and displacement. Among other things,

8

this experiment revealed a somewhat stochastic friction force, probably due to partialrolling of O-shaped seal rings.

Ad*5: Temperature stratification is caused by non-ideal performance of the heat exchangers.The robustness of the controller on this point can be attributed to the screw-like formof the temperature sensor, which acts as an automatic temperature mean valueregistration, evening out temperature variations in different parts of the pipe crosssection.

Suggestions for improved controller function:

Based on the investigation of the controller function a number of improvements weresuggested.

In principle, and according to classical control theory, the steady-state error observed underpoint *2 could be eliminated by adding an integrating function in the feedback loop. Indeed,mechanical PI-controllers exist (e.g. in Russian DH technology), but they are rathercomplicated and expensive in manufacture.

Naturally, P-band errors could be reduced by increasing the gain of the feedback loop, butthis would tend destabilize the controller.

Instead it was suggested that the characteristic of the feedforward loop be utilised fordeliberate, albeit partial, compensation of steady-state errors in the feedback loop. Thiscould be done by making the feedforward characteristic more linear, e.g. so that increasingflow rates cause an raised hot water temperature set point, to compensate for P-band loweringin the feedback loop. In addition, the dynamic mismatching between the feedforward andfeedback loops (point *3) could be partly alleviated in this way.

Further suggestions were made, e.g. with the aim of reducing the internal valve hysteris.

Testing of the improved type of AVTQ valve

The Danfoss A/S company has now issued an improved version of the AVTQ controller.Outwardly it bears much resemblance with the older type, but the interior has been completeredesigned to achieve better performance on a number of points.

We recently performed a series of tests with this new valve generation in our test rig.Although there was no time available for a complete comparison with our test of thepredecessor AVTQ valve, we were able to establish that several important expectations havebeen fulfilled by the new design.

A major benefit of the new design of the valve is improved stability due to variable controllergain at small flow rates, a kind of split-range facility (cf. fig. 6). The controller gaincharacteristic can be designed to meet specific demands in different DH systems.

9

0

20

40

60

80

100

0.09 0.1 0.11 0.12 0.13

T [˚C]

t [h]

domestic hot water flow = 0.11 kg/sdomestic hot water flow = 0.11 kg/s

domestic hot watertemperaturedomestic hot watertemperature

0

20

40

60

80

100

0.69 0.7 0.71 0.72 0.73

T [˚C]

t [h]

domestic hot water flow = 0.33 kg/s

domestic hot watertemperaturedomestic hot watertemperature

Fig. 6 Details of temperature graphs from laboratory investigation of the new version ofAVTQ20. Differential pressure = 0.5 bar. Left: Small load increase. Right: Bigload increase. Cf. fig. 4.

Among other things, the new type incorporates a more linearized feedforward characteristic,as is shown in fig. 5. As a result, cf. fig. 7, the hot water temperature is much less sensitive tothe size of the hot water flows, although the feedforward compensation of P-band feedbackerrors is of course not perfect.

0

10

20

30

40

50

60

0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 0.35

T [˚C]

domestic hot water flow rate [kg/s]

5.0 bar

0.5 bar

5.0 bar

0.5 bar

70˚C

90˚C

90˚C

110˚C70˚C 90˚C

110˚C

domestic hot water temperature

AVTQ15old version

AVTQ20new version

Fig. 7 Steady state domestic hot water temperature variation at different loads anddifferent operating conditions of the DH system (supply temperature and pressuredifferential variation).

Making the feedforward characteristic optimal for the whole possible range of the operatingconditions of a DH system can not be done in a simple way. For this reason, the valve has

10

been designed to allow for a manual adjustment of the feedforward characteristic (cf. againfig. 5).

Acknowledgements

This study was financed by NUTEK (The Swedish Board for Industrial and TechnicalDevelopment), the Nordic Council of Ministers (Energy Research Cooperation), and DanfossA/S, Denmark. We had an open and fruitful co-operation with the company. Dr S. Anderssonof the Malmö Energy Utility, Sweden, contributed significantly to the first part of theinvestigation. Mr D. Nikolic, MSc, of the Department of Heat and Power Engineeringprovided valuable assistance in our laboratory investigations.

References

1. Boysen, H. Hot Water Supply in District Heating Systems. Paper to the UNICHALSeminar on Consumers Installations in Helsinki-Espoo, Finland, 13 - 14, September 1990.

2. Andersson, S., Frederiksen, S. & Wollerstrand J. Fast Control of Domestic Hot WaterHeating Incorporating a Feedforward Loop. Laboratory Report from the Department of Heatand Power Engineering, Lund Institute of Technology, Sweden 1992.

3. Technical information sheets from the Danfoss A/S company, Nordborg, Denmark.

Paper 4

1

Summary

This report presents results from an international literature survey, as well asfield and laboratory measurements at the Lund Institute of Technology. Based onresults from this investigation, various fouling preventive measures are discussed,mainly with reference to plate heat exchangers of district heating consumersubstations. Since fouling phenomena are of a very complex nature, there is only inpart a basis for making definite recommendations in these matters.

An overview table summarizes in a rough way how various types of foulingmechanisms (scaling, particulate fouling and microbial fouling) are influenced byvarious water parameters (temperature etc.). E.g., a higher water temperaturenormally results in more scaling, and a higher water velocity in decreased particulatefouling. But scaling can be either promoted or hampered by a higher velocity,depending on the mechanical strength of the scaling layer.

In laboratory runs local scaling in contact points between plates was observed atlow flow velocities. This indicates a potential for improved fouling resistance bymodifying plate corrugation patterns. Various types of fouling patterns in fieldservice were observed in gasketed plate heat exchangers; sometimes scaling wasfound to be concentrated to the domestic hot water outlet section.

A number of brazed plate heat exchangers were collected from field service invarious Swedish district heating networks. Endoscopic inspection and performancetesting with chemical cleaning showed only insignificant or moderate fouling.

In a field service two-stage consumer substation with gasketed plate heatexchangers a chemical-microbiological analysis was made of samples of gasket andplate steel surfaces. On the average, a ten times higher microbial activity was foundon the gaskets. This result, combined with findings by other investigators, indicatethat more attention should be given to rubber gaskets as a possible material source formicroorganisms. Thus, it is suggested that district heating companies exchange olderand less thermostable gaskets with more up-to-date types.

A number of fouling preventive measures are suggested which reduce localsurplus temperatures as a source for scaling. Normally, a rather high hot watercirculation flowrate should be beneficial from the point of view of foulingprevention.

In drinking water technology, corrosion prevention is an important current themeof investigation. Tests are being made with a new technology for water softening byreducing the Ca-ion concentration selectively, resulting in an increased Mg-/Ca-jonratio. Findings in fouling experiments indicate that building hot water heaters couldbenefit from the adoption of this method. The reason for this assumption is that alower Mg-Ca-ion ratio probably reduces the mechanical strength of scale layers,whereby the removal rate would increase.

2

Sammanfattning

Rapporten redovisar resultat av en internationell litteraturgenomgång och avegna mätningar i fält och i fjärrvärmelaboratoriet ANSGAR vid Lunds TekniskaHögskola. På denna bas diskuteras olika åtgärder som kan förebygga igenkalkningoch andra typer av försmutsning, främst i plattvärmeväxlare för abonnentcentraler.Försmutsningsfenomenen är mycket komplexa, och därför finns endast delvis un-derlag för att lämna handfasta rekommendationer.

I en tabell görs en sammanfattning av hur olika parametrar (vattentemperaturmm) grovt sett påverkar olika typer av försmutsning: kalkutfällning, partikelför-smutsning och mikrobiell försmutsning. Det är t ex relativt entydigt att högre vatten-temperatur ger större tendens till kalkutfällning, och att större strömningshastighetminskar tendensen till partikelförsmutsning. Däremot kan större strömningshastighetantingen minska eller öka tendensen till kalkutfällning, beroende på kalkens meka-niska styrka. Ifall det finns partiklar inlagrade i kalken, verkar detta försvagande, var-vid avnötning till följd av skjuvkrafter från vattnet ökar vid högre strömningshastig-het.

I laboratorieförsöken uppträdde vid låga strömningshastigheter lokal kalkutfäll-ning i kontaktpunkter mellan plattor. Detta pekar på möjligheter att minska försmuts-ningskänsligheten genom att modifiera plattmönstren. Plattor som under lång tid variti drift i packningsförsedda plattvärmeväxlare i fält företedde olika typer av försmuts-ning, i vissa fall koncentrerad kalkutfällning vid utloppet för tappvarmvatten.

Ett antal hellödda plattvärmeväxlare, som insamlats från flerårig drift vid olikavärmeverk i Sverige, undersöktes med endoskop och prestandatestades före och efterrengöring. Det visade sig att växlarna endast var obetydligt eller måttligt försmutsade.

En kemiskt-mikrobiologisk analys genomfördes av ytan i ett flertal punkter påvarmvattensidan i en tvåstegskopplad fältabonnentcentral med packningsförseddaplattvärmeväxlare. I genomsnitt tio gånger så hög mikrobiologisk aktivitet per yt-enhet mättes på packningar, jämfört med plattor. Detta resultat, kombinerat medlitteraturuppgifter (inte minst från England), ger underlag för att rekommendera attgummipackningar ägnas ökad uppmärksamhet som möjligt näringssubstrat för mikro-organismer. T ex kan värmeverken se till att äldre, mindre termostabila packnings-typer byts ut så fort som möjligt.

Rapporten redovisar olika förebyggande åtgärder i syfte att minska lokala över-temperaturer som ökar tendensen till kalkutfällning. Ett stort (VVC-) flöde bör nor-malt vara gynnsamt ur försmutsningsförebyggande synpunkt.

Inom dricksvattentekniken ägnas korrosionsförebyggande åtgärder f n stor upp-märksamhet. Bl a pågår det ett projekt, som går ut på att sänka Ca-jonhalten i hårtdricksvatten selektivt, så att Mg-/Ca-jonförhållandet ökar. Försmutsningsteorin pekarpå att detta kan minska kalkskikten i varmvattenberedare påtagligt, även vid måttlignedsättning av den totala hårdheten. Skälet är, att ett högre Mg-/Ca-jonförhållandetroligen minskar skiktens mekaniska styrka, varvid skiktuppbyggnaden bromsas.

3

Tabell Olika parametrars inverkan på försmutsningshastighet.

Table Influence of water parameters on various types of fouling mechanisms.

4

Förord

Föreliggande projekt initierades av kontakter till Svenska FjärrvärmeföreningenFVF (som tidigare hade namnet Värmeverksföreningen, VVF) och Malmö Energi.Projektet har finansierats av Värmeforsk (Stiftelsen för Värmeteknisk Forskning),NUTEK och Malmö Energi. Till projektet knöts en styrgrupp med representanter frånHetvattengruppen och Materialteknikgruppen inom Värmeforsk, liksom ledamöternai FVF:s Abonnentcentralgrupp.

Projektet syftar till att undersöka försmutsning av plattvärmeväxlare och pågrundval härav kunna ange metoder för att förebygga försmutsning av värmeväxlare ifjärrvärme-abonnentcentraler. Parallellt med föreliggande projekt har det vid Fjärr-värmeutveckling AB (Studsvik) löpt ett annat Värmeforskprojekt om eventuell skad-lig inverkan av metoder för rengöring av värmeväxlare i abonnentcentraler. Underarbetets gång har det skett erfarenhetsutbyte mellan de båda projekten, men inte di-rekt samarbete. Därutöver har det under projektet funnits ett stort antal kontakter medpersoner inom fjärrvärmebranschen och med olika typer av materialteknisk, kemisk,vattenteknisk och mikrobiologisk expertis.

Branschens erfarenheter av försmutsning har dels diskuterats vid styrgruppsmö-ten, dels genom kontakter med ett antal företrädare från olika verk, bostadsföretag,tillverkare mm. Civ.ing. Rune Blomqvist hade vänligheten att göra en enkätunder-sökning hos Riksbyggens regionkontor och vidarebefordra en sammanställning avsvaren till oss.

Diskussioner har även förts med tillverkarna Alfa-Laval AB (som haft vänlighe-ten att låna ut rengöringsutrustning), Cetetherm AB och SWEP AB.

Vattentekniska och vattenkemiska frågeställningar har bl a diskuterats med före-trädare från Svenska Vatten- och Avloppsföreningen och Malmö Vatten- och Av-loppsverk och med professor Torsten Hedberg (CTH), tekn. dr. Bo Berghult (CTH),professor A. Lindegaard-Andersen (DTU, Danmark), docent Kate Nielsen (DTU),professor Harald Sverdrup (LTH), högskolelektor Bertil Holmberg (LTH) och dr.Natalia Volkova (LTH).

FVF insamlade i ett tidigt skede hellödda värmeväxlare till oss från ett antalsvenska värmeverk. Från Malmö Energi har vi hämtat in fältobjekt för analys, främstplattor och packningar från packningsförsedda plattvärmeväxlare i samband medrenoveringar utförda av Pump & Hydraulik AB i Malmö.

För kemiska analyser anlitade vi Force-Instituttet och DK-Teknik, båda i Köpen-hamn. För bakteriologiska analyser anlitade vi docent Lennart Larsson, institutionenför medicinsk mikrobiologi vid Lunds Universitet.

Projektet leddes från början av civ.ing. Åke Narfgren, som sedermera övergåtttill annan verksamhet. Vid provning i fjärrvärmelaboratoriet Ansgar har bl.a. civ.ing.Dragutin Nikolic och dipl.-ing. Serguei Volkov biträtt på olika sätt.

Författarna vill härmed framföra sitt tack för hjälp och värdefulla synpunkterfrån både nämnda och ej nämnda personer.

5

Innehållsförteckning

Sammanfattning ..................................................................................................... 2Förord ..................................................................................................................... 4Innehållsförteckning............................................................................................... 51 Problemet: värmeväxlarförsmutsning i abonnentcentraler för fjärrvärme .... 62 Olika typer av försmutsning.......................................................................... 113 Kalkutfällning ............................................................................................... 124 Partikelavlagring ........................................................................................... 185 Mikrobiell försmutsning ............................................................................... 206 Kvantifiering av värmeväxlarförsmutsning.................................................. 257 Termohydrauliska mekanismer i reglerade plattvärmeväxlare.................... 328 Empiriska undersökningar ............................................................................ 359 Försmutsningsförebyggande åtgärder........................................................... 6610 Referenser...................................................................................................... 78Bilagor .................................................................................................................. 84

6

1 Problemet: värmeväxlarförsmutsning i abonnent- centraler för fjärrvärme

I abonnentcentraler finns ofta värmeöverföringsytor som skiljer fjärrvärmevatt-net från radiatorvatten, tappvarmvatten och eventuella ytterligare medier på sekun-därsidan, t ex hetvattenkrets för tvättork. Ifall dessa ytor försmutsas, på primär- ellersekundärsidan, försämras värmeövergången. Detta kan få till följd att det i abonnent-centralen inte går att upprätthålla tillräckliga värmeleveranser, eller att detta visserli-gen går, men till priset att fjärrvärmetemperaturerna på primärsidan blir onödigthöga.

I Sverige har det länge varit praxis [1] (referens i rapportens litteraturlista) attman vid utläggning av värmeväxlare i abonnentcentraler dimensionerar med ett för-smutsningstillägg, för att kunna tillfredsställa dimensionerande temperaturprogram,även om värmeväxlarna skulle försmutsas något. Försmutsningstillägget kvantifierastill 1/Rf = 10 kW/m2, där Rf är det största försmutsningsmotståndet som accepteras.

Detta sätt att kvantifiera försmutsningsmarginalen medför procentuellt störretillägg på värmeöverföringsytan i plattvärmeväxlare än i t ex tubvärmeväxlare, somfrån början har lägre värmegenomgångstal ko. Tillverkare av plattvärmeväxlare bru-kar därför hävda att nämnda beräkningsmetod innebär en orättvis konkurrensnackdelför deras produkter. Ett annat argument är, att plattvärmeväxlare hävdas vara mindrebenägna att försmutsas än tubvärmeväxlare [2].

Det är inte avsikten att i denna rapport som fokuserar plattvärmeväxlare, ta ställ-ning i denna klassiska (i och för sig viktiga) tvistefråga. Uppenbart är att många rele-vanta argument kan föras fram. T ex har det på senare år utvecklats typer av tubvär-meväxlare med en geometri som skall verka försmutsningsförebyggande.

Värmeväxlarförsmutsning i abonnentcentraler kan även medföra korrosion. Så-ledes kan ojämn kalkutfällning på varmvattensidan i tubvärmeväxlare medföraerosionskorrosion [3], i vissa fall med omfattande läckage mellan fjärrvärmevattenoch tappvarmvatten till följd. Plattvärmeväxlare är i allmänhet mindre utsatta för så-dant internt läckage mellan medier. Det är dock tänkbart, att kalkutfällningar kanmedföra skador på kopparlod i hellödda plattvärmeväxlare, men något sådant tycksåtminstone än så länge inte ha visat sig i praktisk drift.

En tredje typ av problem som kan hänföras till ämnet försmutsning är mikrobielltillväxt [4]. Även om mikrobiell tillväxt eventuellt kan vara av betydelse för primär-sidan och på sekundärsidan i radiatorvärmeväxlare, är det främst varmvattenbereda-rens sekundärsida som tilldrar sig uppmärksamhet i det här sammanhanget, på grundav risken för tillväxt av Legionella-bakterier, som via dusch mm kan förorsaka allvar-lig sjukdom (Legionärssjuka, en typ av lunginflammation).

Då Legionella avdödas vid högre temperatur, har man på senare år i flera länder,bl a Sverige, valt att höja tappvarmvattentemperaturen vid beredningen i abonnent-centraler från 45 - 55 till 55 - 60 ºC [5]. Inom geografiska områden med hårt dricks-vatten ökar detta tendensen till kalkutfällning. En annan aspekt är, att det är sannoliktatt kalkutfällningar i varmvattenberedare kan befordra mikrobiell tillväxt, då kalkenbildar nischer med lokala tillväxtmiljöer för mikroorganismer.

7

Professor Folke Peterson, inst. för uppvärmnings- och ventilationsteknik, KTH iStockholm, rapporterade 1978 [6] resultat av fleråriga fältmätningar av värmeväxlar-försmutsning vid ett flertal svenska värmeverk. Undersökningen avsåg huvudsakligenolika typer av tubvärmeväxlare för varmvattenberedning, men även några plattvärme-växlare ingick i undersökningen. Olika metoder för rengöring av värmeväxlare be-handlades, medan försmutsningsförebyggande åtgärder endast berördes marginellt.

I arbetet ingick både orter med mjukt och hårt dricksvatten. I de flesta fallen ob-serverades efter några års drift försämringar av k-värdet (upp till 40%), även på ortermed mjukt dricksvatten (t ex Göteborg). Kemiska analyser av smutsskikten visade,att man på primärsidan huvudsakligen fick magnetit, Fe3O4, och på sekundärsidankalk, CaCO3, där ibland partiklar fanns inlagrade.

k-värdenas försämring följdes från år till år. I några fall fanns så pass klara ten-denser till avtagande försmutsning, att förloppen föreföll vara asymptotiska, dvs attförsmutsningen kunde antas efterhand avstanna helt. I andra fall föreföll betydandeförsmutsning fortfarande pågå efter flera års drift. Generellt sett var mätnoggrannhe-ten och observationsperioden inte tillräckliga för att med säkerhet fastställa om för-loppen var asymptotiska eller av en annan karaktär.

Den svenska fjärrvärmebranschen har den erfarenheten [8], att omfattningen avförsmutsning av värmeväxlarytor är starkt kopplad till dricksvattnets hårdhet, sefig. 1. På orter med mjukt eller relativt mjukt dricksvatten menar man i regel inte attförsmutsningsproblemet är särskilt allvarligt; kalkutfällning förefaller man inte se inågon större utsträckning på dessa orter. Mindre allvarlig magnetitförsmutsning harman däremot i många nät, oavsett dricksvattnets sammansättning.

Rengöring av värmeväxlare kan medföra avnötning eller direkt skada på värme-växlaren, ett ämne som nyligen har behandlats i ett svenskt projekt [9] vidFjärrvärmeutveckling AB. Även på orter med mjukare dricksvatten tycks det intevara ovanligt att värmeväxlare i abonnentcentraler rengörs, med möjlig påverkan avvärmeväxlaren och åtföljande reducerad livslängd till följd. Bl.a. av det skälet är fe-nomenet värmeväxlarförsmutsning av intresse även utanför områden med hårtdricksvatten.

Vid ett antal värmeverk belägna främst i Skåne, i Uppland och på Gotland, harman hårt dricksvatten och har alltid haft betydande problem med kalkutfällningar iabonnentcentraler, inom hushållen mm. I abonnentcentralerna drabbas naturligtvisvarmvattenberedarnas sekundärsidor, men inte så sällan även sekundärsidan i radia-torvärmeväxlare, på grund av att hårt ledningsvatten använts för påfyllnader i radia-torsystemen.

Malmö i Skåne är en av de svenska orter som har relativt hårt dricksvatten.Malmö Energi har i ett 5-årigt projekt "Fjärrvärme 90" [10] framgångsrikt arbetatmed att sänka fjärrvärmenätets temperaturnivå, genom införande av ny taxa medekonomiskt avkylningsincitament, tillsammans med andra åtgärder. Vid genom-gångar av abonnentcentralerna visade det sig att rengöring av värmeväxlare var en avde viktigaste åtgärder som måste göras för att förbättra avkylningen.

8

Fördelning av hårdhet hos dricksvatten i Sverige.Swedish potable water hardness, geographical distribution.

Baserat på provtagning 1989 från kommunala verk. Därutöver finns många små vattenverk,huvudsakligen utanför tätorter.Källa: ”Vattenbeskaffenhet 1989”. Svenska Vatten- och Avloppsverksföreningen.

Till vänster: Histogram, uppdelat på verk som tar grundvatten respektive ytvatten.(Antalet prov är något mindre än totala antalet kommunala vattenverk).

Till höger: Geografisk fördelning, kommunvis.

Based on sampling 1989 from municipal water works. In addition. There are many smallwater works, mainly outside the towns.Source: ‘Water Quality 1989’, published by Svenska Vatten- och Avloppsverksföreningen.

Left: 2 histogrammes, one for ground water works and one for surface water works (numberof samples is somewhat smaller than total number of municipal water works).

Right: Geographical distribution of hardness in terms of Swedish municipalities.

9

Kalkutfällning, som på engelska kallas för scaling, är ett sedan gammalt känt fe-nomen, som varit föremål för undersökningar inom många tillämpningsområden. Ettsådant är kalkutfällning i turbinkondensorer. Det finns därför en omfattande litteraturom detta scaling och andra typer av fouling (försmutsning), där fjärrvärmetillämp-ningen endast skymtar ganska perifert.

Försmutsning var tills för c:a 10 år sedan ett ämne som man hade mycket sämregrepp om än andra fysikaliska fenomen av betydelse för värmeväxlares funktion.Detta speglas t ex i titeln på en numera klassisk artikel från 1972: "Fouling: TheMajor Unresolved Problem in Heat Transfer" [11]. Tack vara framförallt ett stort an-tal senare amerikanska och några tyska undersökningar, som utnyttjats i denna studie,är läget en del klarare idag. Likväl tvingas man fortfarande konstatera, att värmeväx-larförsmutsning ibland är ett nyckfullt fenomen. En del i sammanhanget viktiga fysi-kaliska mekanismer och kvantitativa samband har man fått grepp om. Det är dockäven uppenbart att det vid värmeväxlarförsmutsning kan uppträda fenomen som mani dagsläget inte kan beskriva i detalj. Exempelvis kan strukturen och hårdheten hosutfällda kalkskikt variera på ett lynnigt sätt med driftsomständigheterna. Kristall-strukturen påverkas av temperatur, bildningshastighet mm. Föroreningar (partiklarmm) kan inlagras i kalken och därvid försvaga skiktet.

I Danmark, där dricksvattnet är hårt på de flesta orter, uppträder omfattandekalkutfällning i varmvattensystemen, i synnerhet i ackumulerande beredare. Ävenstora, fjärrvärmeanslutna fastigheter har i Danmark ofta ackumulerande beredare.Några värmeverk, t ex Århus Kommunale Værker [12], föredrar däremot genom-strömningsberedare, därför att man menar att detta ger mindre problem med kalk-utfällningar. I Danmark är mjukvattenfilter o.d. utrustning för kemisk behandling avdricksvatten förbjudna att installera i fastigheter, bl a med hänvisning till risken förbakterietillväxt i sådan utrustning [13].

I ett flertal fall har man i danska varmvattenberedare även påträffat organiskabeläggningar på varmvattensidan [14]. Dessa beläggningar, som kraftigt kanförsämra värmeöverföringen, förefaller bildas av termofila bakterier, dvs bakteriersom har optimum vid högre temperaturer än t ex Legionella. Enligt vad som hitintillsframkommit ur analyser av detta fenomen, rör det sig som bakterier av släktenThermus eller Bacillus. Organiska beläggningar av denna typ förefaller inte haobserverats i Sverige. Närvaro av termofila Thermus-bakterier i varmvattensystemhar däremot beskrivits i amerikansk litteratur [15].

I Tyskland gavs 1991 ut en VDI-Richtlinie "Vermeidung von Schäden durchSteinbildung in Wassererwärmungs- und Warmwasserheizungs-Anlagen" [16]. I nor-mens inledning sägs, att problemet har särskild aktualitet på grund av att Legionella-prevention fordrar höjning av tappvarmvattentemperaturer från äldre praxis.

I Holland har vattenverkens forskningsinstitut KIWA genomfört omfattandestudier av kalkutfällning i varmvattenberedare och annan utrustning [17]. Som ettresultat härav har man formulerat ett kalkutfällningsindex, som kvantifierar denpotentiella kalkutfällningen i varmvattenberedare, utifrån dricksvattnets kemiskaanalys.

Statens Bakteriologiska Laboratorium i Sverige publicerade 1993 en kart-läggning av förekomsten av Legionella i svenska vattensystem [18]. Undersökningenomfattade ett tiotal orter och innefattade provtagningar ända från vattenverk till

10

varmvattenkranar i fastigheter. Undersökningen visade, att Legionella grovt sett tycksuppträda med samma frekvens i fjärrvärmeanslutna fastigheter som i fastigheter medandra typer av uppvärmningsform. En annan slutsats, som är särskilt intressant i före-liggande sammanhang, är att den mikrobiella tillväxten relativt ofta kunde lokaliserastill varmvattenberedaren. Tillväxt hittades inte enbart i ackumulerande beredare, utankunde även kopplas till genomströmningsberedare. Detta överensstämmer med tyskaundersökningar [19].

Det är tänkbart, att gummipackningar i packningsförsedda plattvärmeväxlare förberedning av tappvarmvatten kan utgöra näringssubstrat för mikroorganismer, bl aLegionella. Även om packningsförsedda plattvärmeväxlare de senare åren trängts till-baka på marknaden, till förmån för hellödda plattvärmeväxlare, finns det enligt våruppfattning anledning att uppmärksamma denna möjlighet, då många redan installe-rade, packningsförsedda plattvärmeväxlare sannolikt fortfarande kommer att vara idrift under en lång tid framöver.

Både värmeverk och tillverkare av plattvärmeväxlare tillkännager att de harintrycket, att hellödda plattvärmeväxlare, som i några fall varit i drift i 10 år vid dethär laget, i mindre grad än de packningsförsedda plattvärmeväxlarna och tub-värmeväxlare verkar ha tendens att försmutsas [20]. Om denna observation är riktig,och om den verkligen beror på en mindre försmutsningsbenägenhet, är detta natur-ligtvis intressant. De flesta tillverkare av plattvärmeväxlare förefaller emellertid inteha någon säker förklaring på denna i så fall lyckade egenskap hos de hellöddavärmeväxlarna. Förklaringen kan vara den enkla, att de hellödda växlarna i mindreutsträckning än äldre, packningsförsedda växlare blivit utsatta för hårt vatten ochhöga driftstemperaturer. Det framstår som en angelägen uppgift att granska dettaspörsmål närmare och till exempel utföra jämförande laboratorieförsök underkontrollerade förhållanden.

Den till synes enkla lösningen på kalkutfällningsproblemet, att centralt ivattenverket nedsätta dricksvattnets hårdhet, är i praktiken rätt komplicerat. Vatten-verksbranschen har i ett flertal länder, därunder Sverige, varit återhållsam medavhärdning, då hårdhet i vattnet förebygger korrosion i vattenledningarnas järnrör. Påsenare år har man emellertid uppmärksammat ökad korrosion i kopparrör i fastigheterinom områden med hårt dricksvatten. Vattenverksbranschen håller därför på attompröva sin inställning i frågan. Även om det kanske i många fall endast blir fråganom att nedsätta hårdheten några grader dH, kan den förebyggande effekten i varm-vattenberedare bli påtaglig.

Vatten- och Avloppverksföreningen har initierat ett stort projekt vid tvåinstitutioner vid CTH i Göteborg och vid ett antal svenska vattenverk, där inverkanav hårdhet, alkalinitet mm på korrosion studeras [21], [22].

11

2 Olika typer av försmutsning

Försmutsningsfenomen i abonnentcentraler för fjärrvärme kan lämpligen delas ini följande tre huvudtyper:

- Kalkutfällning- Partikelavlagring- Mikrobiell försmutsning

Kalkutfällning (ett specialfall av kristallisationsförsmutsning) är främst aktuellpå varmvattensidan i varmvattenberedare, men kan som nämnts även uppträda påsekundärsidan i radiatorvärmeväxlare, i så fall ofta blandat med magnetitför-smutsning. Kalken torde i dessa fall härstämma från hårdhet i obehandlat dricks-vatten som fyllts på radiatorsystemet.

Då kalkutfällning uppträder i varmvattenberedare, domineras beläggningennormalt av kalken. I många fall finns dock även andra ämnen i kalken, t ex järnoxidersom kan ge kalken en röd-brun nyans.

Partikelavlagring avser främst bildandet av magnetitskikt, på primärsidan i allatyper av värmeväxlare, och på sekundärsidan i t ex radiatorvärmeväxlare.

Grundmekanismen är, att syre som trängt in i de slutna primär- ochsekundärkretsarna oxiderar olegerat eller låglegerat stål (rörledningar mm), varvid detbildas fina magnetitpartiklar, som följer med strömmen och avlagras på värmeöver-föringsytor mm. Eventuellt kan utfällning av löst magnetit från vätskan bidraga tillskiktuppbyggnaden på värmeöverföringsytor.

Mikrobiell tillväxt kan uppträda både i vätskan och på fasta ytor. Ofta rör det sigom komplexa system med ett flertal typer av mikroorganismer, oorganiska ochorganiska ämnen i ett samspel. Inom anglosaxisk facklitteratur används beteckningen"biofilms" om ytbeläggningar med mikroorganismer.

12

3 Kalkutfällning

Kalkutfällning och annan kristallisationsförsmutsning brukar uppträda på ytor,ifall den kemiska jämvikten för ett löst salt rubbas så att det finns ett tillräckligt stortöverskott av salt i förhållande till dess löslighet.

I varmvattenberedare värms kallt vatten från dricksvattennätet. Olika tungtlösliga, hårdhetsbildande salter, främst CaCO3, har minskande löslighet vid högretemperatur, man säger att de har negativ löslighetskoefficient. Många mer lösligasalter, t ex NaCl, har tvärtom positiv löslighetskoefficient.

Andra potentiellt hårdhetsbildande salter, som kan uppträda i dricksvatten är:

- Mg(OH)2, MgCO3, Mg2(OH)2CO3 och andra magnesiumsalter- CaSO4 jämte dess hydrerade motsvarigheter, bl a gips, CaSO4

.½ H2O- SiO2, dvs kisel, jämte CaSiO3 och andra silikater

Vilka salter som i ett aktuellt fall fäller ut, beror på koncentrationen av de olikapositiva och negativa jonerna, och av lösligheten för de olika salterna vid aktuelltemperatur, pH mm. Gips och andra sulfatsalter brukar inte fälla ut i någon störreutsträckning i dricksvattensystem, beroende på att koncentrationen av sulfatjoner ärlåg, t ex mycket lägre än i havsvatten. Det samma gäller silikater, vilka t ex brukaruppträda i höga koncentrationer i geotermiskt vatten.

I dricksvattensystem är det främst CaCO3 och i viss mån Mg-salter som äraktuella som hårdhetsbildare. Mängden Mg-salter som fälls ut brukar vara väsentligtmindre än mängden CaCO3, då Mg-jonkoncentrationen är lägre än Ca-jon-koncentrationen, och då Mg-salterna har större löslighet vid aktuella pH-värden idricksvatten.

CaCO3 har låg löslighet i vatten. Vatten kan likväl innehålla betydande mängderlöst Ca, tack vare att löst CO2 tillsammans med vatten bildar bikarbonatjoner, HCO3

-

, vilka löser Ca mycket bättre än vad CO3-- gör. Man får härvid den kemiska

jämvikten:

CaCO3 + CO2 + H2O ⇔ Ca++ + 2 HCO3- (1)

Denna jämvikt är en del av det klassiska karbonatsystemet, som inom keminfinns väl kartlagt i sina grundformer. Vi kommer inte här att redogöra för detta idetalj, men återger endast några huvuddrag som är viktiga för den fortsattadiskussionen av kalkutfällning.

CO2 kan i vatten uppträda kemiskt bunden i 3 former: H2CO3, HCO3-

(bikarbonat) och CO3--. Proportionerna mellan dessa tre beror på pH. Vid pH mellan

7 - 9, som i första hand är aktuellt för dricksvatten, dominerar HCO3- gentemot de

båda andra.

CO2 kallas ofta för kolsyra, som egentligen är H2CO3, och som CO2 kan bildatillsammans med vatten. Inom dricksvattenkemin brukar man kalla den mängd CO2som finns kemiskt bunden på högersidan i jämvikten i (1) för "bunden kolsyra". Denmängd, som ingår på vänstersidan kallas "tillhörande, fri kolsyra". När vattnet inte är

13

i jämvikt med karbonat, kan det därutöver finnas "marmoraggressiv, fri kolsyra", dvs.överskjutande, i vattnet löst CO2.

Om mängden fri kolsyra precis motsvarar den kemiska jämvikten, har man vadsom kallas för ett jämviktsvatten. Vid högre kolsyrehalt är vattnet korrosivt ochkalklösande. Vid underskott på kolsyra i förhållande till jämvikten har man i ställetett kalkfällande vatten.

120

140

100

80

60

40

20

0

7.0

7.1

7.2

7.4

7.6

7.8

8.0

8.2

6.96.86.76.66.56.46.26.0

p H

p H

0 5 10 15 20 25Hårdhet, dH˚

17˚ C

60˚ C80˚ C

40˚ C

10˚ C

Fri CO mg/l

2

Fig. 2 Tillmans diagram.Tillman´s diagramme.

14

Ett klassiskt diagram som återger dessa förhållanden är Tillmans diagram, sefig. 2. Abskissan är här karbonathårdheten, dvs. koncentrationen av Ca-joner. Etttraditionellt mått på hårdheten är antalet tyska hårdhetsgrader, ºdH. Definitionen är,att 1ºdH motsvarar 10 mg CaO / liter. Ordinatan i figuren är den totala mängden frikolsyra.

I diagrammet finns jämviktskurvor för olika temperaturer. Ovanför jämviktskur-vorna är vattnet aggressivt, under kurvorna är det fällande. Man ser, att ju högretemperaturen är, dess större blir det kalkfällande området under jämviktskurvan.

I diagrammet finns även kurvor för olika pH. Ju högre pH är, dess mer kalk-fällande blir vattnet under jämviktskurvorna.

Inom vattenledningstekniken eftersträvar man i allmänhet att dricksvattnet är lättkalkfällande, då ett stabilt kalkskikt erfarenhetsmässigt förebygger korrosion påvattenledningarna, som i stor utsträckning är stålrör. Man måste alltså räkna med, attdricksvatten i varmvattenberedare ofta är kalkfällande redan vid kallvattentemperatu-ren. Det betyder att vid uppvärmningen blir det ännu mer kalkfällande.

Om kalkutfällning sedan faktiskt uppträder beror på en rad förhållanden, somligger utöver jämvikten. Dels kan olika ämnen i vattnet inhibera utfällningen, delskan förloppet i beredaren gå så fort, att jämvikt inte hinner utbildas.

Det finns ett stort antal mått som karakteriserar kalkutfällningstendensen fördricksvatten. Det klassiska måttet, som ansluter till Tillmans diagram, är Langeliersindex:

LSI = pH - pHs (2)

Enligt LSI jämförs aktuellt pH med jämvikts-pH (index s från engelskans:saturation) vid aktuell hårdhet mm. I pHs ingår även (den totala) alkaliniteten,TALK. Denna definieras inom vattenkemin som den mängd H+-joner som fordras föratt neutralisera de basiska jonerna i vattnet. Grovt sett är alkaliniteten ett mått påkoncentrationen av bikarbonatjoner. Högre hårdhet fordrar därför högre alkalinitetför att jämvikt skall råda. Inom den vattenkemiska litteraturen finns både enklare ochmer noggranna formler för beräkning av LSI.

Om LSI är positiv är vattnet kalkfällande, och tillståndet ligger under aktuelljämviktskurva i Tillmans-diagrammet.

Ett annat mått är CCPP, som står för: Calcium Carbonate Precipitation Potential. Detdefinieras som [23]:

CCPP = 50.000 (TALK - TALKs) (i mg CACO3 / liter) (3)

där index s står för "saturation" på samma sätt som i ekvation (2).

LSI är enbart ett mått på hur långt ett visst vatten ligger från jämviktsför-hållanden. CCPP är dessutom ett mått på hur mycket kalk som potentiellt kan fällasut. Så har holländska undersökningar [17] visat på en god korrelation mellan CCPP90(CCPP vid 90 ºC) och graden av problem med kalkutfällning inom olika delar avHolland.

15

Preferensen för CCPP som det bästa måttet stöds av den svenska erfarenheten[8] att varmvattenberedare inom områden med mjukt dricksvatten förefaller kunna gåmer eller mindre fria från kalkutfällning under långa drifttider, även omkalkjämvikten måste rubbas kraftigt åt det kalkfällande hållet.

Ytterligare ett förhållande pekar i denna riktning:

Enligt Schock [23] sjunker pH vid högre vattentemperatur. Hårda vatten medhög alkalinitet är så pass buffrade att denna pH-ändring endast blir liten. Men i vattenmed låg alkalinitet kan pH-värdet t ex sjunka från 8.5 vid 15ºC till 7.5 vid entemperaturhöjning till 55ºC. Denna pH-effekt motverkar den av temperaturhöjningenorsakade lägre lösligheten för CaCO3. I extremfall kan lösligheten t o m öka vid entemperaturhöjning.

Utöver förhållanden som kan härledas ur karbonatjämvikten finns en radförhållanden som har påvisats ha betydelse för mängden kalk i varmvattenberedaremm. Här nedan kommer vi att peka på några av de mekanismer som förefaller varaviktigast.

Inhibitor-verkan har redan nämnts. En särskilt intressant inhibitor är Mg, vilkenju i sig själv är en potentiell kalkbildare, fast i mindre grad än Ca. Den inhiberandeverkan av Mg finns belagd i vetenskapliga försök och nämns i åtskilliga referenser,bl.a. [24].

Vid VAV-verket i Malmö [25] pågår pilotförsök med hårdhetsnedsättning somett led i det tidigare omtalade, av Vatten- och Avloppsverksföreningen initierade,stora projektet om korrosion i svenska dricksvattensystem. Hårdhetsnedsättningensker enligt en fällningsmetod, som sänker Ca-koncentrationen, men inte Mg-koncentrationen. Därvid ökar det ursprungligen låga Mg/Ca-förhållandet, kanske upptill storleksordningen 1. Det uppges att avsikten är att sänka hårdheten några tyskahårdhetsgrader, knappast mer än så. Motivet till hårdhetssänkningen är främst, attman uppmärksammat problem med koppar i avloppsslam till följd av korrosion ifastigheternas kopparrör (både kall- och varmvattenledningar). I försök har manpåvisat att lägre hårdhet, kombinerat med lägre alkalinitet och justering av pH kanreducera kopparutfällningen.

Skälen till att man endast avser sänka hårdheten några ºdH är, att man villupprätthålla den korrosionsskyddande effekten i järnrören, och man inte vill riskeraatt okontrollerade kemiska förlopp utlöses i det dricksvattennät som under många årdrivits med relativt hårt vatten. På grund av den inhiberande verkan av Mg förefallerdet tänkbart, att även den planerade måttliga sänkningen av Ca-koncentrationen kange en markant minskning av kalkutfällningen i varmvattenberedare.

En fråga som har stor betydelse för hur tjocka kalkskikt man får i varmvatten-beredare är kalkens mekaniska styrka. Denna är i sin tur beroende av ett flertalfaktorer, varav man känner till några, men inte alla. Ju svagare kalken är, dess störreblir den av strömningen förorsakade avnötning på uppbyggda skikt, och dess merbegränsas skiktens tillväxt.

CaCO3 uppträder i 3 olika kristallina former kallade: calcit, aragonit och vaterit.Medan den sistnämnde formen knappast uppträder i någon större utsträckning ivarmvattenberedare, möter båda förstnämnda kristallformer, ofta tillsammans i ettkalkskikt, men i olika proportioner. Calcit utgörs av tunna, plattliknande kristaller,

16

som är hårda. Aragonit bildar trådformade kristaller som sitter ihop i knippliknandestrukturer, vilka lättare än calcitkristallerna slits sönder av skjuvkrafter från vattnet.Makroskopiskt verkar aragoniten därför mjuk. Den ovan påtalade inhiberandeeffekten av Mg, liksom inhiberande effekt av Fe, uppges bero på att bildandet avcalcit blockeras.

Överhuvudtaget finns en tendens, att ju mer vattnets kemi liknar ett rentkarbonatsystem, dess hårdare blir kalken. Vid försök med kalkutfällning ivattensystem för kyltorn [11] har man visat, att mindre rent vatten gav svagare skikt,som vid inspektion i mikroskop konstaterades innehålla partiklar inneslutna i kalken.Ett annat exempel ur litteraturen är en undersökning [26], där det visades att kalk-skikt på vanligt konstruktionsstål blev betydligt svagare än skikt som under jäm-förbara förhållanden utbildades på koppar. Skälet antogs vara, att korrosions-produkter från stålskiktet förorenade kalken.

Ytterligare en orsak till försvagade kalkskikt kan enligt litteraturen [27] vara, atthög skjuvspänning vid en värmeöverföringsyta kan medföra att en del av kristallernabildas i själva vätskan, ett fenomen som kallas för sekundär, heterogen kristall-bildning. I den mån sådana kristaller sedan fastnar på ytan, tenderar detta göra kalk-skiktets struktur porös och därmed svag.

Förutom att kalkskiktets struktur inverkar på dess styrka, påverkas värme-ledningsförmågan. Ren kalciumkarbonat och ren kalciumsulfat har högre värmeled-ningstal än vatten. Därmed kommer ökad porösitet att medföra mindre värme-ledningstal för en porös kalkstruktur. Sambandet mellan skikttjocklek och värme-genomgångsmotstånd är således inte entydigt.

Ett fenomen som möjligen spelar stor roll för kalkutfällning i varmvatten-beredare, men som är föga utrett, är bildande av gasbubblor, eller kavitation. I deflesta moderna arbeten om kalkutfällning behandlas denna fråga endast marginellt.Flera författare pekar dock på, att en del av den CO2 som bildas vid kalkutfällningenligt ekvation (1) kan övergå i gasform, och att detta kan påverka diffusionen igränsskiktet.

Ett gammalt tyskt arbete [28] från 1930, som professor A. Lindegaard-Andersenvid Danmarks Tekniske Universitet, Fysisk Laboratorium, fäst vår uppmärksamhetpå, fokuserar gasbubblorna på ett annat sätt. I vatten finns ofta större eller mindrebubblor av t ex CO2 eller O2. Om en sådan bubbla sitter fast på den värmeöver-förande ytan, kan värmetillförseln från ytan öka gasmängden i bubblan, varvid denväxer. Sitter bubblan tillräckligt länge, kan förångning av H2O och CO2 in i bubblanorsaka kalkutfällning i gränsytan. Denna kalkutfällning, som observerades direkt ochfotograferades i de gamla tyska studierna, får form av små ringar med ytterdiametrarav samma storleksordning som bubblorna. För att begränsa tillväxten av sådanakalkringar, rekommenderar det tyska arbetet hög strömningshastighet, eftersom dettabegränsar tiden en bubbla kan sitta fast på ytan.

I en skrift [29] om magnetisk vattenbehandling har Lindegaard-Andersen självutvecklat hur kavitation kan spela en avgörande roll för kalkutfällning: Kavitationkan t ex förorsakas av högt tryckfall i en kanal. Från vätskan kan CO2 löst i vätskandiffundera in i en ångbubbla. Om det i anslutning till bubblan finns en fast partikel (tex en Fe-partikel), kan den därvid lokalt rubbade karbonatjämvikten medföra, att

17

CaCO3 fälls ut på partikeln. Därvid kan mängden kalk som fälls ut på en anslutandevärmeöverföringsyta förväntas minska.

Dricksvatten luftas på vattenverken, bl a för att fälla ut Fe och Mn. Därförinnehåller dricksvatten i regel löst CO2, O2 och N2. Man måste då räkna med attbubblor bildas vid uppvärmningen i en varmvattenberedare, kanske redan i början avuppvärmningsförloppet.

Möjligheten att bubblor på det ena eller andra sättet är av betydelse för kalk-utfällning talar för att välja höga strömningshastigheter i varmvattenberedare.

18

4 Partikelavlagring

Den typ av partikelavlagring som främst är aktuell i abonnentcentraler ärmagnetitförsmutsning på primärsidan av värmeväxlare och på sekundärsidan iradiatorvärmeväxlare. Annars är magnetitförsmutsning i fjärrvärmesystem främstökänd i samband med felvisningar i mekaniska flödesmätare och i magnetisk-induktiva flödesmätare, där magnetitskikt på linern i mätsektionen kan medförakortslutning eller andra förödande elektromagnetiska fenomen.

Magnetit, Fe3O4, är i syre- och kolsyrefattigt vatten den vanligaste formen avoxiderat järn. I grundvatten brukar Fe vara löst som ferrihydrogenkarbonat,Fe(HCO3)2. I vattenverken fäller man Fe genom att syrsätta vattnet, varvidferrihydrogenkarbonat ombildas till Fe(OH)3, "trevärt" järn, som är rostbrunt ochmycket svårlösligt, och som därför i huvudsak kan filtreras bort innan vattnet skickasut på dricksvattennätet.

På grund av icke-fullständig filtrering och på grund av korrosion i ledningsnätetbrukar dricksvatten likväl innehålla små mängder Fe i fast eller löst form.Kalkavlagringar i varmvattenberedare är ofta färgade, i många fall troligen av småmängder inblandat, trevärt järn. Är denna förorening av kalken tillräckligt stor, kankalken försvagas, varvid det blir lättare för vätskans skjuvkrafter att nöta bort kalken.

Andra Fe-förbindelser som kan uppträda i vatten är tvåvärt järn, Fe(OH)2, ochhämatit, Fe2O3, antingen i ren, eller i hydrerad form.

Det har tidigare påtalats, att det inte är säkert att magnetitförsmutsning enbart ärett partikelavlagringsfenomen, då magnetit har en viss, ehuru låg, löslighet i vattenoch därför kan tänkas fälla ut på värmeöverföringsytor. Lösligheten är beroende avtemperatur och pH. Vid pH = 9 - 10 har lösligheten ett minimum kring 60 ºC. Dettainnebär en möjlighet till utfällning, både från varmare fjärrvärmevatten tillprimärsidan av värmeöverföringsytor, och från kallare flöden till sekundärsidorna.

Den dominerande mekanismen vid magnetitförsmutsning av värmeöverförings-ytor i abonnentcentraler borde dock vara partikelavlagring. De transportmekanismersom finns vid ren partikelavlagring har undersökts ingående i olika arbeten, inteminst av Müller-Steinhagen [30], som i laboratorieexperiment använt Al2O3-partiklarsuspenderade i heptan, just för att i möjligaste mån få fram renodlade fall avpartikelavlagring, utan störande kemiska fenomen mm.

Partikeltransporten från vätskan till värmeöverföringsytan kan beskrivas som endiffusionsprocess, där en sjunkande partikelkoncentration från bulk-flödet in mot denvärmeöverförande ytan är den drivande kraften.

Om vi förutsätter turbulent flöde, kan diffusionen delas upp i ett förlopp somäger rum i det turbulenta gränsskiktet och ett annat förlopp inom det tunna, sub-laminära skiktet nära ytan. I det turbulenta gränsskiktet pågår ett impulsutbytevinkelrätt mot ytan, vilket påskyndas av slumprörelser i vätskan. I det sublaminäraskiktet finns flera olika möjliga transportmekanismer som bl a beror påpartikelstorleken.

Mycket små partiklar av submikron storlek (dvs. mindre än 1 mikrometer)transporteras i det sublaminära skiktet av Brownsk diffusion. För större partiklar

19

tillkommer ballistisk transport, dvs partiklarnas tröghetskraft räcker ibland till för att"slunga" dem genom det sublaminära skiktet.

För tillräckligt stora partiklar och tillräckligt långsamma flöden kan dessutomsedimentation uppträda, dvs transport driven av gravitationen, där partiklarna sjunkerneråt och slutligen avlagras på en uppåtvänd yta. Då plattvärmeväxlare i abonnent-centraler i regel monteras med vertikala plattor, spelar sedimentation säkert normaltingen nämnvärd roll för försmutsningen av själva värmeöverföringsytorna. Möjligenkan sedimentation ibland förorsaka ackumulering i botten av en värmeväxlare.

Däremot måste gravitationens inverkan på magnetitpartiklar i själva fjärrvärme-nätet anses vara orsaken till att magnetitförsmutsning på primärsidan i abonnent-centraler förefaller utvisa en koncentration till abonnentcentraler belägna i lågpunkteri fjärrvärmenät.

En ytterligare transportmekanism som kan uppträda vid partikelavlagring ärtermofores. Den innebär diffusion av partiklar i en temperaturgradients riktning, frånvarmare mot kallare tillstånd. Betydelsen av termofores ökar med minskandepartikelstorlek och med ökande densitetsskillnad mellan partiklar och fluid. Den ärdärför främst aktuell för fasta partiklar i gasflöden. Termofores förefaller dock intehelt kunna uteslutas som en bidragande mekanism vid partikelavlagring i abonnent-centraler.

Frågan om i vilken utsträckning, och hur pass fast partiklar fastnar på en yta harav olika forskare behandlats framgångsrikt utifrån teorier för kolloidala system mm,där man bl a studerar elektrostatiska krafter mellan partiklar och mellan partiklar ochen yta [31]. Därvid har man bl a kommit fram till ett intressant experimentelltsamband mellan partikeldeposition och pH: Depositionen sjönk med pH, för att heltsluta vid ett pH kring 9.5.

Inom fjärrvärmetekniken har man länge rutinmässigt doserat fjärrvärmevattenmed NaOH eller en annan bas, för att höja pH något. Ett huvudskäl till detta är, attbasiskt fjärrvärmevatten minskar tendensen till korrosion i nätet.

Ifall de experiment som pekar på minskande tendens för partiklar att fastna på envärmeöverföringsyta går att överföra på fjärrvärmenät, kan detta vara ytterligare enanledning till att använda ett relativt högt pH för fjärrvärmevatten. Valet av pH måstei så fall naturligtvis sammanvägas med andra skäl som kan tala för att inte gå allt förhögt med pH.

Inom detta arbete har det inte varit möjligt att gå djupare in i teorin bakom dennafrågeställning. Vi har emellertid fått ta del av en praktisk erfarenhet [31] som pekarpå att det kan ligga något i att högt pH motverkar magnetitförsmutsning: De regionalafjärrvärmebolagen CTR och VEKS i Köpenhamnsregionen har i sina system ettflertal stora, packningsförsedda plattvärmeväxlare som skiljer det regionala transit-ledningsnätet från lokala distributionsnät som drivs av olika huvudmän. Renoveringoch rengöring av de stora plattvärmeväxlarna har varit kostsam. Genom att ställa kravom högre pH har man framförallt fått några sekundärsystem med relativt låga pH atthöja sina värden. Magnetitförsmutsningen av värmeväxlarna har som en följd häravminskat markant.

20

5 Mikrobiell försmutsning

Allt sedan de stora koleraepidemierna på mitten av 1800-talet har det i industri-länderna funnits en stor medvetenhet om betydelsen av att begränsa närvaro avmikroorganismer i dricksvatten. Bakteriehalterna i dricksvatten regleras och över-vakas därför sedan länge av vattenverk och hälsovårdsmyndigheter.

Det förefaller vara så att man utan djupare reflektion utgått ifrån, att varmvattensom bereds med dricksvatten av hög bakteriologisk kvalitet bör vara oproblematiskur mikrobiologisk synpunkt.

Det har därför kommit som en överraskning på senare år, att det i varmvatten förhushållsändamål kan uppträda besvärliga mikrobiella fenomen och därav förorsakadallvarlig sjukdom. Man har inte beaktat att uppvärmningen kan medföra en dramatisktillväxt av mikroorganismer. Sett i backspegeln borde fenomenet kanske inte vara såöverraskande. När det gäller livsmedel är det ju välkänt att rumstemperatur och högretemperatur kan öka bakterietillväxten jämfört med kylskåpstemperatur.

Det problem som man främst blivit medveten om är den 1976 upptäcktabakterien Legionella, som har visat sig uppträda allmänt i naturen, och som genomtillväxt i kylvattensystem för kyltorn, varmvattenanläggningar mm kan infekteramänniskor. Bakterien kan ge upphov, dels till den allvarliga legionärssjukan, en typav lunginflammation, dels till den influensaliknande sjukdomen Pontiac Fever, sombrukar ha ett milt förlopp och som därför sällan diagnosticeras. I Sverige registreras istorleksordningen 50 fall av legionärssjuka varje år. I genomsnitt något av dessadiagnosticerade fall har dödlig utgång.

Det anses troligt att en icke försumbar, dock knappast dominerande, andel av allalunginflammationer förorsakas av Legionella, utan att diagnosen legionärssjukdomnormalt ställs. Vid okomplicerade lunginflammationer är det nämligen inte rutin attgenomföra den rätt omfattande undersökning som behövs för att kunna fastställaeventuell legionärssjukdom. Man får alltså räkna med att det finns ett betydandemörkertal.

Legionella har visat sig vara vanlig i varmvattensystem - den återfinns i storleks-ordningen var tionde till varannan tappvattenkran. Halterna är dock normalt låga ochanses därför inte i allmänhet utgöra en större hälsorisk, utom för vissa grupper avsvaga personer, och då särskilt människor som av någon anledning har nedsattimmunförsvar. Sjukhus (i synnerhet sådana som har transplantationsavdelningar) hardärför anledning att vara särskilt uppmärksamma på risken för Legionella-infektion.

Nyligen (sensommaren 1994) uppträdde i ett bostadsområde i Malmö en mindreLegionella-epidemi [33], där man genom provtagning från varmvatten enligt uppgiftkunde fastställa att just varmvattnet varit smittkällan.

I fjärrvärmenät är temperaturen normalt för hög för tillväxt av Legionella. Dess-utom brukar fjärrvärmenät vara slutna. Spridning av Legionella från varmvatten-system i byggnader är därför inte ett specifikt fjärrvärme-problem. Då Legionellatillväxer fortast i ljumma vatten, är problemet däremot särskilt aktuellt i sambandmed värmeförsörjningssystem där man har energitekniska och ekonomiska incita-ment att driva system med låga systemtemperaturer. Detta gäller både många fjär-rvärmesystem och t ex värmepumpsystem.

21

Den av Statens Bakteriologiska Laboratorium i 1993 publicerade kartläggningen[18] av Legionella i Sverige har tidigare omnämnts. Denna studie utpekade bådefastighetsinterna distributionssystem och varmvattenberedare som ställen förLegionella-tillväxt. Halter av bakterien fanns i såväl ackumulerande varmvatten-beredare som i genomströmningsberedare. Det är rimligt att anta, att i det senarefallet tillväxt skett i själva värmeväxlarna, även om dessa inte undersöktes i detalj.Även tyska undersökningar har visat att tillväxt kan äga rum i genomströmnings-beredare [19]. Detta är i motsats till en äldre uppfattning, enligt vilken risken skullevara liten i genomströmningsberedare, som vattnet passerar relativt snabbt underuppvärmningen.

Upptäckten av Legionella 1976 var en medicinsk sensation, som sedan dess givitupphov till ett stort antal vetenskapliga undersökningar och ett flertal internationellakonferenser, som ägnats speciellt åt denna bakterie. Man vet därför idag ganskamycket om dess medicinska effekter, om själva mikroorganismen och om dessekologi.

Bland insiktsfulla bedömare råder det ganska stor enighet om att tekniskaansträngningar måste riktas främst mot att förebygga Legionella-tillväxt, och att ren-göring av varmvattensystem, beredare mm kan vara en befogad, kompletterandeåtgärd. Däremot förefaller det inte möjligt att med filter e.d. allmänt förhindra att deni naturen vanliga Legionella-bakterien tränger in i dricksvatten- och varmvatten-system.

En viktig parameter är varmvattentemperaturen, då tillväxten för Legionella ärstarkt temperaturberoende, se fig. 3 och 4. Den första figuren visar hur enLegionella-population minskar med tiden, med olika temperaturer som kurv-parameter. Den andra figuren visar den med tecknen räknade tillväxthastigheten somfunktion av temperaturen. Under c:a 20 ºC är bakterien vilande, dvs den förökar siginte eller mycket långsamt; den avdödas dock inte heller av låga temperaturer. Mellanc:a 20 och c:a 45 ºC tillväxer Legionella, med ett maximum i närheten av människanskroppstemperatur. Över c:a 45 ºC avdödas bakterien; avdödningen blir allt mereffektiv ju högre temperaturen är.

Det är detta samband man tagit fasta på, när man i olika länder höjt kraven tilltappvattentemperatur i normer, branschanvisningar mm. När man förr ibland använde45ºC eller ändå lägre temperatur, i energisparsyfte eller för att förebygga skållnings-risk, måste detta idag ur medicinskt-mikrobiologisk synpunkt anses som olämpligt.

Ytterligare en faktor, som inte uppmärksammats särskilt mycket i den allmännaLegionella-debatten talar för höga varmvattentemperaturer:

I vetenskapliga undersökningar [34] har det påvisats, att Legionella har den förbakterier i allmänhet ovanliga egenskapen, att den kan invadera amöbor, man sägeratt den kan uppträda som en transcellulär parasit. Därvid kan amöban skydda bakte-rien från ogynnsamma miljöförhållanden, t ex i samband med klorering. Dessutomkan bakterien föröka sig inom amöban, så att det vid senare bristning av amöban kanfrigöras stora bakteriemängder.

22

Kon

cen

tra

tion

av

leg

ion

ella

(cf

u/m

l vat

ten)

0 1 2 3 4 5 6Tid [h]

50 ˚C

54 ˚C

58 ˚C

46 ˚C

1

10

10

10

10

10

2

4

3

5

Fig. 3 Temperaturinflytande på avdödning av Legionella (efter [67]).

The effect of temperature on the death rate of Legionella (from [67]).

10 20 30 40 50 60 70 ˚C

Letargi Tillväxt Avdödning

Fö

rökn

ings

has

tighe

t av

legi

one

llaA

vdö

dnin

gsh

astig

het

av le

gion

ella

Fig. 4 Överlevnad av Legionella-bakterier vid olika temperaturnivåer (efter [67]).

The effect of temperature on Legionella growth and death rates (from [67]).

Detta förhållande kan vara av stor betydelse, då det i dricksvatten ofta finnsamöbor, som inte i sig är hälsofarliga (patogena), men som indirekt ändå kan vara detpå grund av sambandet med Legionella. Då amöbor avdödas vid tillräckligt högvattentemperatur, kan val av hög temperatur tänkas ta bort amöbornas skyddandeverkan på Legionella. Tyvärr har vi inte tillgång till kurvor för amöbor motsvarandefig. 3 och 4. Allmän biologisk litteratur tyder dock på, att de flesta amöbor avdödas

23

vid temperaturer som i vart fall inte ligger väsentligt över vad som gäller förLegionella.

Även om temperaturkurvor för Legionella och överväganden om amöbor i sigklart talar för höga varmvattentemperaturer, måste man i konkreta fall vid tempera-turval väga in andra faktorer. När det gäller distributionstemperaturen i varmvatten-systemet måste skållningsrisken beaktas. Vid själva varmvattenberedningen finnsinom områden med hårt dricksvatten risken för kalkutfällning att ta hänsyn till.

Där dricksvattnet är hårt kan man t o m tänka sig, att tidvis höga temperaturer ivarmvattensystemen kan öka problem med Legionella, det vill säga verka raktmotsatt vad man förväntar sig utifrån fig. 4. Kalken kan nämligen bilda små nischer,där Legionella kan tänkas gynnas av att näringssubstrat ansamlas, och att det inischen byggs upp ett litet ekologiskt system, med samverkan mellan olika typer avmikroorganismer. Tillväxten av sådana system är allmänt bekanta inom denmikrobiella ekologin.

Prioriterar man Legionella-prevention högt, kan man möjligen påfordraavhärdning av hårt dricksvatten till varmvattenberedare, där råvattnet är hårt. Mendetta fordrar ytterligare många överväganden. I diskussionen i avsnitt 9.2 återkommervi till frågan om avhärdning.

När det gäller förebyggande av Legionella-tillväxt bör man förutom temperatur-valet överväga valet av material i varmvattenberedare m fl komponenter somkommer i kontakt med varmvattnet. Denna aspekt har tyvärr kommit något iskymundan i diskussionen, som ibland fokuserar ensidigt på temperaturvalet. Det harnämligen påvisats, att flera typer av polymerer kan verka som näringssubstrat förLegionella och andra mikroorganismer. Inte minst Londons dricksvattenbolag,Thames Water Authority, har genomfört ingående undersökningar av olika materialsegenskaper i det här avseendet [35].

T ex har man kunnat konstatera, att O-ringar av naturgummi, trots liten volym,har kunnat förorsaka kraftig tillväxt av Legionella. Olika polymera material har heltolika benägenhet att uppträda som näringssubstrat. I två fall, där materialbeteck-ningen är den samma, t ex EPDM-gummi, kan benägenheten vara olika, då EPDMinte är en entydig kemisk beteckning, utan halten av olika beståndsdelar kan varierafrån fall till fall, beroende på aktuell tillverkningsprocess mm. Det finns en BritishStandard [36] som anger metoder för provning av material i dricks- och varmvatten-system för mikrobiell tillväxt.

I packningsförsedda plattvärmeväxlare i abonnentcentraler används gummipack-ningar. Idag sätter man oftast in packningar av EPDM, som har visat sig vara mertemperaturbeständig än butyl, som ofta användes förr. I vissa fall används nitril. Detfinns anledning att undersöka, om dessa material kan utgöra näringssubstrat för bak-terier, särskilt Legionella. Risk för tillväxtstimulering kan tänkas föreligga, i synner-het i förvärmare för tappvarmvatten, där man har långa drifttider med temperaturer inärheten av det optimala för tillväxt. Ett annat riskställe kunde vara ställen i platt-värmeväxlara nära utloppet, där lokalt stagnerande strömning i kombination medrelativt hög temperatur ger kalkutfällning intill en gummipackning.

Förutom Legionella vet man att en stor mängd andra typer av bakterier kanuppträda i dricks- och varmvatten. De flesta av dessa bakterietyper är troligen harm-lösa. En patogen vattenbakterie, som framförallt är känd från simbassänger, är

24

Pseudomonas aeruginosa, som bl a är en vanlig orsak till oröninflammation. Dennabakterie har ett något lägre tillväxtintervall, än vad som gäller för Legionella, setabell 1.

Organism: Temp.intervall:(ungefär)

Problem:

Legionella 20 - 45°C LegionärssjukaPontiac Fever

Amöbor - 55°C(?) Värd för LegionellaTermus 40 - 85°C Biofilm, sämre k-värde

Endotoxiner, allergierDesulfotomaculumnigrificans

30 - 65°C Lukt p g a H2S

Pseudomonas aeruginosa 5 - 42°C Biofilm, sämre k-värdeOlika humaninfektioner(bl a öroninflamation)

Tabell 1 Skadliga mikroorganismer i varmvatten.

Table 1 Various sorts of harmful microorganisms in hot water.

En tredje bakterietyp är Thermus. Denna bakterie jämte bakterien Bacillus harman hittat i danska varmvattenberedare, där den ibland lett till tjocka organiskabeläggningar med kraftigt nedsatt värmegenomgång till följd [14], [37]. Dessabakterier tillhör gruppen av termofila bakterier, vilka har högre temperaturintevall ände tidigare nämnda. Termofila bakterier har främst påträffats i geotermiska källor.Det finns i litteraturen uppgifter om att Thermus identifierats i tappvarmvatten iamerikanska hus [15].

Även om problemet med termofila bakterier i varmvattenberedare inte verkarvara allmänt erkänt, är det alltså i vart fall inte ett exklusivt danskt fenomen.Huruvida termofila bakterier kan uppträda i t ex svenska varmvattenberedare är detsvårt att ha någon uppfattning om, då ingen förefaller ha undersökt frågan.

De termofila bakterierna tycks inte vara hälsofarliga på samma drastiska sätt somLegionella. Däremot finns förmodanden om, att de kan förorsaka allergier eller aller-giliknande symptom, som påminner om vad som är känt från vissa typer av bakteriersom utgör arbetsmiljöproblem. Orsaken kan vara, att de termofila bakterier avger en-dotoxiner, med låg giftighet men i stora doser. I Sverige uppträdde för en del år sedansådana symptom, som kallades för "badsjuka" [38]. Det ansågs att orsaken troligenvar mikrobiell, men något säkert samband med specifika mikroorganismer gick inteatt fastställa.

25

6 Kvantifiering av värmeväxlarförsmutsning

Tack vara ett stort antal forskningsarbeten har man på senare år lyckatsformulera kvantitativa försmutsningsmodeller, som åtminstone delvis stämmer bramed experiment. Som bakgrund till den senare diskussionen av förebyggandeåtgärder skall vi här göra ett försök att sammanfatta några huvudresultat ochöverväganden från denna forskning.

De flesta försmutsningsmodeller bygger på Kern & Seatons grundmodell somformulerades första gången 1959 [39]. Enligt denna modell tecknas den vid en giventidpunkt ackumulerade smutsmängden (räknad per yt- och tidsenhet) på värme-överföringsytan som skillnaden mellan en depositionsterm och en avnötningsterm:

m· f = m· d - m·

r (4)

Den vid en given tidpunkt ackumulerade smutsmängden mf ger upphov till ettvärmegenomgångsmotstånd:

Rf = 1/k - 1/ko (5)

som medför att k-värdet minskar från ursprungsvärdet ko.

För man in skiktets tjocklek s, dess densitet ρ och värmeledningsförmåga λ, kanman skriva:

Rf = s/λ (6)

m· f = s ρ (7)

m· f = ρ λ Rf (8)

Förlopp av partikelförsmutsning kan ofta beskrivas ganska väl med följandeenkla antaganden:

m· d = konst. v (9)

m· r = konst. v2 s (10)

Är strömningshastigheten konstant, är depositionstermen enligt ekv. (9) konstantöver tiden, medan avnötningen kommer att avtaga omvänt proportionellt medskikttjockleken. s kommer att öka asymptotiskt enligt ett exponentialförlopp. Närprocessen har pågått tillräckligt länge, är m·

f lika stor som m·d, och skikttjockleken har

då nått ett asymptotiskt värde. Detta gäller även Rf, vars asymptotiska värde tecknasRf

*.

26

Då hastigheten inverkar på m·d i första potens och på m·

f i andra potens, minskarRf

* med ökande v. Tillväxten (dRf / dt)t=0 i början av förloppet ökar däremot medökande v, se fig. 5.

Ofta föregås den branta ökningen i försmutsningen i inledningen av ettasymptotiskt förlopp (tid = 0 i fig. 5) av en initierings- eller inkuberingsfas, dåförmutsningsmotståndet till en början ökar mycket långsammare, eller inte alls.

tid [s]

R f

ök ande v

(d /dt) t=0R f

*R f

Fig. 5 Tillväxtförlopp av smutsskikt beroende på strömningshastigheten.

Growth of fouling resistance for various flow velocities.

Ibland observerar man under initieringsfasen t o m att försmutsningsmotståndetRf blir lite negativt. Detta kan förklaras med, att punktvis försmutsning ökarturbulensen och därmed värmeövergångstalet. Så länge endast en liten del av dentotala ytan täcks av smuts, kan den åtföljande bättre värmeövergången på de renadelarna av ytan mer än kompensera för de begränsade, lokalt ökade försmutsnings-motstånden.

Det enkla 1. potenssambandet för m·d bygger på, att masstransporten till ytan

styrs av diffusionsförlopp, vilka påskyndas av ökande v, som ökar turbulensen igränsskiktet. Mera allmänt har det visat sig, att många typer av diffusionsförloppkarakteriseras av potenssambandet:

m· d = konst. vp, där p = 0.8 - 1.0 (11)

Det kvadratiska sambandet mellan m·r och v är naturligt, om man betänker att

tryckfall och därmed den skjuvkraft som vätskan utövar på smutsskiktet, vidturbulent strömning ökar kvadratiskt med strömningshastigheten.

Som bekant är detta samband något svagare vid lägre Reynoldstal, dåturbulensen inte är fullt utbildad. Beskrivningen blir därför mer allmängiltig, om mantecknar:

m· r = konst. vq s, där q = 1.75 - 2.0 (12)

27

Den avnötning, som man observerar från partikulära smutsskikt, brukar varabetydligt högre än vad man kan beräkna genom att jämföra skiktets styrka med deskjuvkrafter som motsvaras av tryckfallet. Diskrepansen kan emellertid förklarasmed, att det i den turbulenta strömningen längs ytan uppträder "turbulent bursts", iform av "mikrotornadon", i ständigt nya, godtyckliga punkter på ytan. Därvidkoncentreras strömningskrafterna till dessa punkter, där smutsen virvlas upp, medpåföljande transport in i vätskan.

v

v äg g laminärt gränsskikt

c F

c f

c s

T f

T F

koncentrationer

temperaturer

}}

Fig. 6 Inverkan av olika parametrar vid kristallisationsförsmutsning.

Parameters influencing crystallisation fouling.

Även i fallet kristallisationsförsmutsning, speciellt hårdhetsutfällning, uppträderkonvektiv diffusion i gränsskiktet som en viktig mekanism, som driver smutsdeposi-tionen. Därutöver finns det på ytan ett kristallisationsmotstånd som hämmar utfäll-ningen, se fig. 6.

Denna kombinerade mekanism kan beskrivas med de båda ekvationerna:

m· d = β (cF - cf) (13)

m· d = kR (cf - cs)n (14)

cF är här jon-koncentrationen i vätskan, cf är den lägre koncentration, som finns näravärmeöverföringsytan, medan cs är mättnadskoncentrationen vid rådande temperaturm.fl. parametrar som inverkar på cs.

Diffusionskoefficienten β är proportionell mot v upphöjd till 0.8 - 1.0, analogtmed ekvation (11) ovan.

Man brukar förutsätta att exponenten n, vilken anger kristallisations-reaktionensordning, ligger mellan 1 och 2.

Medan depositionen per tidsenhet i det enklare fallet, som beskrivs av ekvation(11) ständigt ökar med v, innebär ekvationerna (13) och (14) i stället ett förlopp medett asymptotiskt gränsvärde vid stora v, se fig. 7. Vid små v dominerar denkonvektiva diffusionen, medan kristallisationsmotståndet dominerar vid stora v.

28

Konstanten kR är främst temperaturberoende. Det är således känt, attkalkutfällning i varmvattenberedare ökar relativt kraftigt med yttemperaturen.Allmänt har det visat sig, att den från kemin kända Arrheniusekvationen förreaktionshastigheter ger en bra kvantifiering av sambandet mellan kR ochyttemperaturen Ts:

kR = konst. exp (-E / R Ts) (15)

där E är aktiveringsenergin, R är gaskonstanten, och Ts är yttemperaturen.

log v [m/s]

log R *f

max R*f

Fig. 7 Asymptotiskt försmutsningsmotstånd, Rf*, vid olika strömningshastigheter.

Asymptotic fouling resistance Rf* as a function of flow velocity.

I fallet kalkutfällning har Hasson [40] och senare författare lyckats predikteradepositionstermen med god experimentell överensstämmelse i fall med känd hårdhet,pH, dimensioner, strömningshastighet mm. I dessa arbeten ställer man upp dekemiska jämvikterna i karbonatsystemet, och diffusionskoefficienter härledes utifrånen analogi med den välkända teorin för konvektiv värmeövergång, baserad pådimensionslösa tal. Reynoldstalet återkommer i diffusionsfallet, medan Nusselttaletersättes med ett Sherwood-tal, Sh, vilket har karaktären av en dimensionslösdiffusionskoefficient β.

Det finns experiment som förefaller styrka, att avnötningen även vid kristallisa-tionsförsmutsning beror av strömningshastigheten och av skikttjockleken enligt ettsamband av typ ekvation (10). Den ökade avnötningen vid större skikttjock kan bl.a.förklaras utifrån hållfasthetslärans teori om felställen i material.

För partikelförsmutsning har det visat sig, att den i fig. 5 visade tendensen, attdet asymptotiska försmutsningsmotståndet Rf* ökar med strömningshastigheten, all-mänt stämmer väl med experiment, både för tub- och plattvärmeväxlare.

Novak [41] från Alfa-Laval AB visade i en serie mätningar av försmutsning iplattvärmeväxlare utsatta för biologisk försmutsning, att högre strömningshastighetpåtagligt minskade försmutsningen. Antagligen kan detta förklaras med, att biolo-giska smutsskikt har relativt liten mekanisk styrka.

29

Beträffande kalkutfällning är sambandet mindre entydigt. Enligt den enklaförsmutsningmodellen skall man få ett linjärt samband i ett dubbelt-logaritmisktdiagram, se fig. 8, men även andra förlopp redovisas i litteraturen.

Watkinson et. al. [42] & [43] fick i försök med kalkutfällning inuti tuber medoch utan olika typer av turbulenshöjande ytförstoring, förlopp med ett maximum i detdubbellogaritmiska diagrammet. Maximat låg vid hastigheter i storleksordningen v =0.5 - 1 m/s. Kommentarerna till försöken antyder dock, att man inte alla gånger varitsäker på att man vid låga hastigheter verkligen hunnit komma fram till detasymptotiska försmutsningstillståndet.

v [m/s]

md.

~ v 0.8-1.0.md Rent transportfall

Kristallisation -gränsfall

Fig. 8 Deponeringshastighet vid försmutsning beroende på försmutsningsmekanism.

Deposition rates for two extreme types of fouling mechanisms.

Cooper et.al. [44] redovisar resultat för kalkutfällning i plattvärmeväxlare i kyl-system, där det asymptotiska försmutsningsmotståndet inom hela hastighets-intervallet v = 0.15 - 0.9 m/s entydigt minskar med ökande hastighet. Den allmäntlägre hastighetsnivån är naturlig med tanke på det högre strömningsmotståndet iplattvärmeväxlare, jämfört med tuber.

En förklaring till minskande asymptotiskt försmutsningsmotstånd vid lågaströmningshastigheter skulle kunna vara (partiell) laminarisering av flödet, då dettaminskar exponenten q i avnötningstermen enligt ekvation (12). Å andra sidan skulleökad bubbeltillväxt i vattenvärmare vid låg strömningshastigheter kunna ge entendens i motsatt riktning. Som tidigare framhållits, måste man även räkna med attströmningshastigheten på flera olika sätt kan tänkas inverka på smutsskiktets styrka.

Beträffande tendensen, att asymptotiskt försmutsningsmotstånd minskar vidhöga strömningshastigheter är mätresultaten i litteraturen relativt entydiga. För depraktiska slutsatserna om dimensionering och drift (som vi återkommer till i avsnitt9) är det viktigt, om man verkligen vågar lita på att detta samband gäller generellt.

Många av de i litteraturen återgivna resultaten för värmeväxlare avser kylvatten-system. Detta gäller bl a den ovan citerade referensen [43] som behandlar platt-värmeväxlare. Såsom bl a påpekats av Taborek et.al. [11], finns en allmän tendens,att kylvatten är mindre rent än ledningsvatten i tappvattensystem. Därvid blirkalkskikten i allmänhet svagare i kylvattensystem. I varmvattenberedare kan det

30

finnas en risk, att den utfällda kalken är så hård, att avnötningen blir mycket liten.Detta kan i sin tur medföra, att asymptotisk försmutsning inte hinner utbildas, dåkanalerna i värmeväxlaren efterhand helt eller delvist pluggar igen. I värsta fall kanen ökad strömningshastighet tänkas medföra, att ett sådant tillstånd utbildas tidigareoch att ökad strömningshastighet således har rakt motsatt effekt, jämfört vad manväntar sig utifrån fig. 8.

Hur stor risken för sådana ogynnsamma samband är, borde klarläggas genomsystematiska försök.

I tabellform har gjorts ett försök att sammanfatta litteraturuppgifter mmbeträffande olika väsentliga parametrars inverkan på de tre olika typerna avförsmutsningsförlopp som vi valt som indelningsgrund för förloppen i abonnent-centraler (tabell 2).

I tabellen karakteriserar pilarnas riktning åt vilket håll en given parameterhuvudsakligen verkar: Pil uppåt innebär att större parametervärde ökar försmuts-ningen, medan pil neråt innebär inverkan åt motsatta hållet. Dubbla pilar, streckadepilar mm innebär mindre klara samband, enligt diskussionen nedan.

I fig. 5 såg vi, att ökad strömningshastighet kan påskynda initial försmutsning,men minska den asymptotiska försmutsningen. Redan här finns alltså en kompli-kation. Pilarna i tabellen avser främst den asymptotiska försmutsningen.

Tabell 2. Olika parametrars inverkan på försmutsningshastighet

Table 2. Influence of water parameters on various types of fouling mechanisms

För enkelhetens skull betecknas de olika sambanden med K1... 4, P1 ... 4respektive M1 ... 4. Dessa 12 fall kommenteras i tur och ordning:

K1: Det har ovan påtalats att högre yttemperatur ökar kalkutfällningstendens, dåeventuell övermättnad därvid ökar. Dessutom ökar reaktionshastigheten vid kristall-

31

bildningen. Pilen pekar därför klart uppåt i detta fall. En liten brasklapp: Det finnslitteraturuppgifter om att högre temperatur kan ge hårdare kalk, vilket skulle kunnamedföra en tendens i motsatt riktning.

K2: I enlighet med fig. 8.

K3: Högre pH förskjuter karbonatjämvikten i kalkfällande riktning, så länge pHinte överstiger c:a 9, vilket normalt gäller för dricksvatten. Vid höga pH är sambandettvärtom.

K4: Eftersom koncentrationsgradienten in mot den värmeöverförande ytan är endrivande mekanism, är pilen entydig i det fallet. Sannolikt ökar kalkens renhet vidhögre vattenhårdhet. Detta förstärker i så fall den med pilen visade tendensen, då av-nötningen blir mindre, om kalken är hård.

P1: Det finns undersökningar som pekar på att Arrhenius-sambandet (15) kanvara styrande även vid partikelförsmutsning, på samma sätt som vid kristallisations-försmutsning. Detta innebär att pilen pekar uppåt, som i tabellen. Ett svagt sambandi denna riktning stöds av våra egna fältobservationer. Emellertid finns även litteratur-uppgifter [45] som redovisar experiment med motsatt tendens. En möjlig förklaringuppges vara att högre temperatur kan medföra en dehydreringseffekt på partiklar,som därvid kan fastna i mindre utsträckning på ytan. I den mån magnetitavsättningensker som resultat av en utfällningsreaktion, kan detta medföra positiv eller negativ in-verkan av högre temperatur, beroende på aktuell yttemperatur och pH.

P2: Enligt diskussionen ovan om kvantifiering av försmutsningsförlopp är pilen idet här fallet relativt entydig.

P3: Pilen neråt bygger på mindre korrosion i fjärrvärmenät vid högre pH och påexperiment som tyder på att magnetit har mindre tendens att fastna på ytor, ifall pHär relativt hög (enligt diskussionen i avsnitt 4).

P4: Samma kommentar som till K4.

M1: Olika mikroorganismer tillväxer optimalt vid olika temperaturer. Den i sam-manhanget särskilt uppmärksammade bakterien Legionella har optimum vid 30 - 40ºC och avdödas över c:a 45 ºC (fig.4). Därför den fullstreckade pilen pekande neråt itabellen. Termofila bakterier har optimum vid högre temperatur. För dessa kandärför en hög varmvatten- /yttemperatur betyda ökad tillväxt.

M2: Legionella och andra bakterier som gynnas av olika typer av näringssubstrathar en tendens att tillväxa i stillastående vatten, där sediment tenderar fälla ut påytan. Andra bakterier kan emellertid gynnas av hög strömningshastighet. Dessutomkan större eller mindre strömningshastighet påverka utbildandet av biofilm påvärmeöverföringsytor på många komplicerade sätt.

M3: Olika bakterier har olika optimala pH. Dessutom får man även i det här falleträkna med olika inverkan på komplicerade system med biofilm.

M4: Pilen pekar uppåt, men sambandet är mindre entydigt än för K4 och P4.

32

7 Termohydrauliska mekanismer i reglerade plattvärme-växlare

Smutstillväxten påverkar flödes- och temperaturfördelningen i en värmeväxlare.Då värmeväxlare i abonnentcentraler är reglerade, måste man även räkna med ettsamspel mellan försmutsningen och regleringen. Nedan skall vi diskutera dessakomplicerade mekanismer med fokusering på plattvärmeväxlare.

I värmeväxlare med en likformig strömning och värmetillförsel över hela ytankan man förvänta sig en likformig smutstillväxt. Detta kan t ex vara fallet ivärmeväxlare där det värmeavgivande mediet är kondenserande ånga. Finns detdessutom en reglermekanism som kompenserar för försmutsningen på så sätt att denöverförda värmeeffekten hålls konstant, hålls även smutsytans temperatur ungefärkonstant. Förutsätter man, att smutsskiktets tjocklek är liten i förhållande tillströmningstvärsnitten, kan man förvänta sig att smutsdepositionen per tids- ochareaenhet är konstant. Om netto-skikttillväxten sedan blir konstant eller asymptotisktavtagande, beror på skiktets mekaniska styrka, avnötningen mm (enligt avsnitt 6).

I värmeväxlare i abonnentcentraler är mediernas temperatur utmed ytan intekonstant. I varmvattenberedare är yttemperaturen på sekundärsidan högst vidutloppet, där kalkutfällningen därför blir kraftigast. I praktiken ser man flera varianterav denna tendens:

- det finns ett kalkskikt utmed hela ytan, men tjockleken ökar gradvist fråninloppet

- kalkskiktet börjar vid en viss gräns och ökar därefter gradvist- det finns ett ställe, där kalkskiktets tjocklek ökar dramatiskt

Dessutom kan man påträffa fall där kalken helt blockerar varmvattenströmningen.

I (det teoretiska fallet) en oreglerad värmeväxlare för varmvattenberedningkommer utgående varmvattentemperatur och yttemperaturen på kalken vid utloppetatt sjunka efterhand. I en sådan beredare kan man därför förvänta sig, att kalk-tillväxten efterhand förskjuts bort från varmvattenutloppet, för att slutligen avstannahelt, även om avnötningen är obefintlig.

Normalt är varmvattenberedare emellertid termostatreglerade. Därför kompen-seras det ökade värmegenomgångsmotståndet med ett större primärflöde. Även i detfallet kan man förvänta sig en tendens att kalktillväxten efterhand ökar på större av-stånd från varmvattenutloppet, men kalkdepositionen vid utloppet kommer inte attavstanna i samma grad som i fallet oreglerad värmeväxlare.

I plattvärmeväxlare kommer man vid tillräckligt kraftig försmutsning att få eninverkan på försmutsningsförloppet av minskande strömningstvärsnitt. Asymptotiskakalkskikt brukar t ex vara någon tiondels till några mm tjocka, vilket kan jämförasmed typiska plattavstånd om 1 - 5 mm.

Hålls flödet i en kanal konstant, medför kanalförträngningen större strömnings-hastighet. Enligt Kern & Seatons försmutsningsmodell ökar därvid avnötningen, var-vid kanalförträngningen bör minska den asymptotiska skikttjockleken. I varmvatten-beredare med ökande skikttjocklek mot utloppet på sekundärsidan bör den ökade av-nötningen vid kanalförträngning dessutom verka utjämnande på fördelningen avskiktet utmed ytan.

33

Försmutsningsförloppet i en värmeväxlare kan dessutom påverkas av diverselokala fenomen i olika punkter av värmeöverföringsytan:

I tubvärmeväxlare kan ytförstoringar, t ex kamflänsar, ge upphov till "hot spots"på sekundärsidan, dvs punkter med lokalt högre yttemperatur. I varmvattenberedarekan man i sådana punkter räkna med ökad tendens till kalkutfällning.

I plattvärmeväxlare torde lokalt ökad försmutsning främst uppkomma p g alokala hastighetsvariationer. Dessa kan delas in i:

- ojämn flödesfördelning mellan olika parallella kanaler- lokal stagnation inom en kanal- hastighetsvariationer på mikroplanet

Ojämn flödesfördelning mellan parallella kanaler kan t ex förorsakas av tryckfalli fördelningskammare. Denna tendens ökar med antalet plattor och är större vid U-koppling än vid Z-koppling, där utloppet ligger på motsatt sida om inloppet. I principkan även tillverkningstoleranser medföra ojämn flödesfördelning mellan kanaler,men då pressning av plattor normalt sker med hög precision, spelar detta problem iallmänhet mindre roll för plattvärmeväxlare än för olika typer av tubvärmeväxlare.

I klassiska tubvärmeväxlare av shell-and-tube typen finns betydande stagnations-zoner i hörnen vid vändplattorna, där ökad försmutsning kan uppträda. I plattvärme-växlare är flödesfördelningen jämnare.

Värmeväxlarplattor är normalt försedda med 4 portar. I en given kanal tjänstgörden ena av dessa som inloppsport, den andra som utloppsport, medan de båda sistaportarna är blockerade - de ingår i stället i portar för grannkanaler. I packnings-försedda plattvärmeväxlare åstadkommes blockeringen genom att packningen skiljerporten från flödet mellan packningarna. Intill packningen vid de blockerade portarnakan lokal stagnation uppträda. Detta gäller i synnerhet när in- och utloppsportensitter på samma sida. Diagonal strömning över plattan, från inlopps- till utloppsport,ger en jämnare fördelning. Ytterligare förbättrad fördelning av flödet kan uppnåsgenom att förse plattmönstret i närheten av portarna (utanför det korrugerademönstret, där den huvudsakliga värmeövergången sker) med ett fördelningsmönster,dvs. kanaler som pekar in mot porten.

Hastighetsvariation på mikroplanet kan bl a uppstå på grund av lokal separationmed recirkulerande flöde i strömningen utmed värmeöverföringsytan i envärmeväxlare. På senare år har detaljerade experiment med visualiseringar av flödet iplattvärmeväxlare påvisat detta fenomen, som representerar en ineffektivitet iutnyttjandet av värmeöverföringsytan [46]. Fenomenet kan även förklara denempiriska observationen, att tjockleken av kalkskikt i plattvärmeväxlare ofta ärbetydligt större i botten av korrugeringarna, jämfört med toppen.

Lokal stagnation på sekundärsidan bör minska avnötningen och verka höjande påyttemperaturen, dels därför att värmeövergångstalet blir mindre, och dels därför attflödet som skall transportera bort överfört värme lokalt blir mindre.

Tendenser till ojämn fördelning av värmeväxlarförsmutsning kan förväntas blisärskilt allvarliga, ifall försmutsningen återverkar på värmeövergången och flödes-fördelningen på ett sådant sätt att det uppstår självförstärkande förlopp.

34

Ökad smutsdeponering i en utav flera parallella kanaler kan minska den del avdet totala flödet som går genom denna kanal, dels på grund av minskadströmningsarea, dels på grund av större ytråhet till följd av försmutsningen. Omytråheten inte minskar, bör strömningshastigheten emellertid vara oförändrad, då denbestäms av tryckfallet. Då är det svårt att tänka sig någon självförstärkande obalansmellan kanalerna. Om större försmutsning däremot leder till ökad ytråhet, kan ström-ningshastigheten minska, vilket i sin tur kan öka försmutsningen etc, varvid ettsjälvförstärkande förlopp kan tänkas. Sambandet mellan smutsmängd och ytråhet äralltså en central parameter vid bedömning av risken för självförstärkande förlopp.

Om det gäller kalkutfällning i parallella kanaler, finns som tur är enstabiliserande effekt: Om kalkskiktet av någon anledning skulle växa kraftigare i engiven kanal, kommer skiktets yttemperatur att bli lägre i denna kanal, vilket dämparutfällningen i just denna kanal.

Även det kvadratiska sambandet mellan tryckfall och flöden verkar i stabili-serande riktning på fördelning av flödet mellan kanalerna. Vid låga flöden ivärmeväxlare kan övergång till laminär strömning minska denna stabiliseringseffekt.För plattvärmeväxlare inträffar sådan laminarisering emellertid först vid mycket lågaflöden.

När det gäller fördelningen av försmutsningen inom en given kanal är det svårareatt genomskåda vilka 2- eller 3-dimensionella fenomen som kan tänkas ge upphov tillsjälvförstärkande förlopp.

Vid små flöden kan gravitationseffekter ge ojämn flödesfördelning, både mellankanaler och inom en kanal, och därmed snedfördelning av försmutsning. Då platt-värmeväxlare normalt monteras med vertikala plattor, kan man förvänta sig problemav denna typ vid flöden som är så låga, att densitetsskillnader mellan in- och utloppger en "skorstensverkan" av samma storleksordning som tryckfallet på grund avströmningsmotstånd i kanalerna.

35

8 Empiriska undersökningar

Inledning

I kap. 7 har inverkan av termohydrauliska fenomen på försmutsning avvärmeväxlarytor diskuterats. För att försöka verifiera därvid framförda teoretiskaantaganden och försöksresultat erhållna på annat håll har empiriska undersökningargenomförts inom projektets ram. Värmeväxlare som varit i drift i fjärrvärme-installationer undersöktes genom prestandamätning, rengöring och provtagning.Proverna analyserades sedan kemiskt och bakteriologiskt. Prestandamätningarutfördes i en befintlig rigg, Ansgar, vid institutionen för värme och kraftteknik, LTH.För att kunna följa smutsskiktets uppbyggnad vid olika driftstemperaturer gjordes la-boratorieförsök i en separat provrigg som byggts inom ramen för projektet.

Provrigg för parallella undersökningar av värmeväxlare

Provriggens uppbyggnad visas schematiskt i fig. 9. Riggen är konstruerad så attden kan försörja två parallellt anslutna värmeväxlare ("1" och "2" i figuren) med het-vatten. Hetvattenkretsen är sluten, med en elkassett ("4") som värmekälla (max. 26kW). Vattnet cirkuleras av en pump ("5").

Hetvattnets framledningstemperatur kan ställas in individuellt för respektive vär-meväxlare. Vattnets temperatur före värmeväxlare "2" motsvarar elkassettens utgåen-de vattentemperatur. Vattnets temperatur före värmeväxlare "1" ställs in med hjälp aven blandningsventil ("6").

380 V ~

P I

4

2 1

6

P ID

3 PID

PID

7

8 5

P ID

Fig. 9 Schematisk bild av en försöksrigg för undersökning av försmutsning hosvärmeväxlare vid olika driftstillstånd.

Schematic of a test rig designed for investigating heat exchanger fouling invarious operation modes.

36

Fig. 10 Försöksrigg för undersökning av försmutsning hos värmeväxlare.

Test rig for investigating heat exchanger fouling.

Riggens sekundärsida är en öppen krets. Dess uppgift är att försörja respektivevärmeväxlares sekundärsida med rätt mängd färskvatten från ledningsnätet för upp-värmning. Vattnet fördelas mellan värmeväxlare "1" och "2" efter att ha förvärmts ivärmeväxlare "3". Tack vare förvärmaren kan även värmeväxlare med liten termisklängd testas i riggen. Figur 10 är ett foto av riggen (med isolering delvis borttagen).

Riggens reglering fungerar enligt följande:

Hetvattnets framledningstemperatur regleras av elkassettens tyristorbaserade PI-regulator. Effekttillförseln till kassetten är pulserande och regulatorn ändrar pulsläng-den så att den önskade vattentemperaturen erhålls.

Cirkulationspumpen är varvtalsreglerad och styrs av en PID-regulator så att kon-stant flöde erhålls. Flödet mäts av en magnetiskt-induktiv flödesmätare. Detuppmätta värdet överförs till regulatorn som analog signal (4-20 mA).

Det sekundära flödet mäts med samma typ av flödesmätare som ovan. En PID-regulator ställer in önskat flöde med hjälp av en elektromagnetisk strypventil ("8").

Fördelning av både primärt och sekundärt flöde mellan värmeväxlarna "1" och"2" justeras in med manuella strypventiler. Flödesfördelningen på sekundärsidan kanställas in med hjälp av befintliga flödesmätare (mekaniska, med beröringsfri pulsav-

37

känning). Sedan justeras primärflödesfördelningen så att önskade temperaturer försekundärvattnet efter värmeväxlarna "1" och "2" erhålls.

Hetvattnets framledningstemperatur före värmeväxlare "1" regleras av en PID-re-gulator via en elektromagnetisk blandningsventil. Samma typ av utrustning användsför reglering av sekundärvattnets temperatur efter förvärmaren "3" (inkommande se-kundärvatten till värmeväxlare "1" och "2"). Blandningsventilen "7" styr mängden avdet redan delvis avkylda hetvattnet som skall passera förvärmaren.

Det bör observeras att riggens reglering består av ett antal olika reglerkretsar somkan påverka varandra vid belastningsändringar. Det är således viktigt att välja regula-torparametrar så att de yttre kretsarna är relativt långsamma och de inre kretsarna ärså snabba som möjligt för att erhålla stabilitet.

En störning som inte låter sig elimineras är tryckvariationer i kallvattenledningarberoende på varierande vattenförbrukning runtomkring laboratoriet där riggen är pla-cerad. Dessa tryckvariationer påverkar med jämna mellanrum sekundärflödet somdärför varierar något.

Riggens stabilitet beror även på belastningens storlek. I synnerhet flödesmätarnager brusig mätsignal om de aktuella flödena ligger nära den undre gränsen förmätområde för resp mätare.

I övrigt innehåller riggen ett antal automatiska avluftare på både primär- och se-kundärsidan samt uttag för anslutning av differenstrycksmätare. Hetvattnet påprimärsidan är behandlat med lämpliga kemikalier för justering av hårdhet, pH ochsyreinnehåll. Hetvattnet filtreras även kontinuerligt i en 5µ-filter.

Provobjekt

De värmeväxlare som undersökts i riggen inom detta projekt är 2 identiska,packningsförsedda plattvärmeväxlare av fabrikat APV, typ U103R. Typbeteckningeninnebär att vattnet passerar värmeväxlaren i ett slag och att det totala antalet plattor är3. Följaktligen består varje värmeväxlare bara av två passagekanaler, en för primär-och en för sekundärsidan. Värmeväxlaren är liten jämfört med många verkliga växla-re, men det ger ett antal fördelar såsom:

- lägre energiförbrukning vid experiment

- varje kanal har en aktiv (värmeöverförande) och en passiv yta vilka direkt kanjämföras med avseende på benägenhet för försmutsning

- vattnets bulktemperatur i respektive kanal är lika med den passiva plattans tem-peratur och kan mätas genom mätning av plattans yttemperatur (utifrån).

Figur 11 visar en principiell bild av värmeväxlaren. Bilden visar även placeringav temperaturgivare för mätning av temperaturer inuti värmeväxlare; dessa givare ärtermoelement typ K. Fördelen med ett termoelement är att trådspetsen kan lödasdirekt vid en värmeväxlarplatta och då mäter lödpunktens (plattans) temperatur. Enannan viktig fördel är att tråden kan föras genom hål i gummipackningarna vilket germöjlighet att mäta temperaturer inne i passagekanalerna. Fig. 11 visar även hur enspeciell tunn typ av termoelementtråd används för mätning av den värmeöverförandeplattans temperatur i värmeväxlaren.

38

A-A

A A

ändplatta

värmeöverförande platta

ändplatta

sekundär vattenkanal primär vattenkanal

stödplatta stödplatta

Fig. 11 Försöksplattvärmeväxlare utrustad för detaljerade temperaturmätningar.

Test heat exchanger plate equipped for detailed temperature measurements.

Av bilden framgår också att värmeväxlaren är ihopsatt så att två plattor harplacerats som stöd och i viss mån isolering på respektive sida av de tre plattorna sombildar vattenkanaler. Plattpaketet är i vanlig ordning hoptryckt mellan två tjocka stöd-plattor.

En fotobild av en mittplatta med pålödda termoelement tillfälligt demonteradfrån plattpaketet visas i figur 12. I en värmeväxlare utrustad på detta sätt är det

39

möjligt att kontrollera temperaturfördelningen i vattenkanalerna och i skiljeväggen(plattan) mellan dessa.

Fig. 12 En värmeväxlarplatta med pålödda termoelement för mätning av plattanstemperatur under drift.

Heat exchanger plate equipped with soldered thermocouples for on-linemeasurement of surface temperatures.

40

De inkommande och utgående vattentemperaturerna mäts strax utanför värme-växlaren varvid de utgående flödena blandas om först för att undvika felmätning isamband med temperaturskiktning (ref. [52]).

Detaljerad utvärdering av mätning av temperaturprofiler och väggtemperaturerinuti värmeväxlaren ryms inte inom ramen för denna undersökning.

Försök 1

Målet för försök 1 var att åstadkomma kontrollerad försmutsning av ovannämn-da värmeväxlare. Temperaturnivån i värmeväxlare I skulle hållas lägre och i värme-växlare II högre. Försöket startades med helt rena värmeväxlare och avbröts sedanmed jämna mellanrum för att ta isär värmeväxlarna och inspektera plattornas utseen-de. Mittplattan i resp värmeväxlare vägdes för att kontrollera ev ökning av smutsskik-tet. Ledningsvattnets kvalité (i synnerhet hårdhet) kontrollerades regelbundet underförsökets gång. Vattenhårdheten var 11-11.5 dH° under hela försöket.

Innan försöket startades kontrollerades värmeväxlarnas termiska prestanda i ettantal driftpunkter och vid samma vattenflöde på primär- resp sekundärsida av respvärmeväxlare. Likadan kontroll gjordes på nytt vid varje avbrott av försöket.

Försöket pågick totalt under 6 veckor. Vid inspektionerna visade sig att plattornaförsmutsades relativt långsamt med ett tunt, mjukt, ljusbrunt smutsskikt. Skiktetstjocklek ökade något i strömningsriktning men det var för övrigt jämnt distribueratöver plattan. Smutsskiktet var betydligt tjockare på de värmeöverförande plattornajämfört med ändplattorna. Plattornas viktändring mellan inspektionstillfällen visadesig vara så liten att den inte kunde konstateras på ett tillförlitligt sätt med den vågsom stod till förfogande.

Försök 2

Försök 2 skulle visa om egenskaper hos det smutsskikt som byggs upp i en vär-meväxlarkanal under drift beror på strömningshastigheten. För att störa skiktupp-byggnaden så litet som möjligt togs inte värmeväxlarna isär mitt i försöket den härgången. Växlarnas prestanda skulle dock kontrolleras då och då p s s som i försök 1.

För att höja den genomsnittliga temperaturnivån i värmeväxlarna användes rig-gens förvärmare så att sekundärvattnets inkommande temperatur var strax under40 °C. Detta för att få driftförhållanden som liknar de hos en eftervärmare i tappvat-tenberedare samt för att bättre kunna se hur det eventuella försmutsningsskiktet bil-das.

Försöket pågick under 2 månader utan att värmeväxlarnas prestanda försämradesnämnvärt. Vattenhårdheten var som tidigare 11-11.5 dH° förutom en kort period(några dagar) då den sjönk strax under 10 dH°.

Vid efterföljande inspektion av plattorna visade det sig att plattorna var för-smutsade men på ett annorlunda sätt än vid försök 1. Både i VVX 1 och i VVX 2hade punktvis kalkbeläggning bildats, se fig. 13-14. En naturlig förklaring till detkonstaterade försmutsningsmönstret är att strömningsförhållandena i växlarna varannorlunda jämfört med försök 1.

41

Fig. 13. Punktvis igenkalkning av den värmeöverförande plattan i värmeväxlarenVVX II (försök nr 2).

Example of local scale formation on the heat transmitting plate of heat ex-changer no. VVXII (test no. 2).

Det är tydligt att kalkfläckarna bildades i omedelbar närhet till alla kontaktpunk-ter mellan mittplattan och sekundärvattenkanalens ändplatta. Om man beaktar denhuvudsakliga strömningsriktningen i kanalerna så bildades fläckarna efter kontakt-punkterna där en stagnationszon kan finnas. Sannolikt hade fläckarna orsakats av enkombination av stagnerat flöde och lokalt förhöjd plattemperatur. Detta p g av attflödet i kanalen varit så pass lågt att ingen omfattande turbulens utvecklats.

Försöksresultatet visar det olämpliga med låga flöden i kombination med stagna-tionszoner i en värmeväxlare. Motsvarande situation erhålles i en överdimensioneradplattvärmeväxlare i en tappvattenberedare med lågt VVC-flöde eller helt utan VVC.

En annan intressant observation är att kalkfläckarna finns längs hela mittplattan ibåde VVX I och VVX II i ungefär samma omfattning trots betydande temperaturni-våskillnad mellan värmeväxlarna (utgående tappvattentemperatur 60 °C i VVX I och70 °C i VVX II). Däremot blev beläggningen i VVX II tjockare vilket kundekonstateras genom vägning av plattorna.

Mittplattornas viktökning kontrollerades före och efter försöket med en noggrannvåg. Vägningen genomfördes i ett dragfritt rum och efter att plattorna fick torka c:aett dygn. Viktökningen redovisas i tabell 3. Viktökningen blev större i VVX II vilkettyder på större beläggningstjocklek.

42

Fig. 14 Punktvis igenkalkning av en värmeväxlarplattans sekundäryta efter långtids-försök vid förhöjd väggtemperatur och lågt sekundärflöde. De långstreckadelinjerna inlagda i foto-bilden av plattan visar fiskbenmönster hos enanliggande platta. Kalkutfällningen uppträder vid kontaktpunkterna mellanplattorna (se även den animerade förstoringen av en strömningskanalstvärsnitt). Väggtemperaturen vid dessa är förhöjd (hot spots) då flödes-hastigheten stagnerar efter punkterna, sett i strömningens riktning.

Local scaling on the secondary side of a heat exchanger plate, followingoperation with a high surface temperature and a low secondary waterflowrate. In the photograph, dotted lines have been inserted to elucidate theherring-like corrugation pattern. As can be seen from the enlarged, three-dimensional picture, scaling concentrated to contact points, which are hotspots with flow stagnation.

43

Vägningnr

VVX I VVX II

1 (före) 239.78 g 239.16 g2 (efter) 240.07 g 239.75 gViktökning 0.29 g 0.59 g

Tabell 3: Viktökning av värmeväxlarnas mittplattor under försök 2

Table 3: Weight increase of heat exchanger center plates in test run no. 2

Prestandaförändring av värmeväxlare vid försök 2

Diagrammen i figur 15 och 16 nedan visar valda resultat av prestandamätningargjorda regelbundet under försök nr 2. Prestanda vid försökets början visas av entjockstreckad linje och vid dess avslutning av en tunnstreckad linje. En tunnheldragen linje visar prestandan vid kontroll mitt i försöket. Det framgår att värme-övergångstalet under försökets gång har sjunkit något vid större strömningshastighe-ter i både värmeväxlare I och II. Vid låga strömningshastigheter har däremot värme-övergången ökat något, antagligen därför att smutsskiktet gjorde väggytan i vär-meväxlarna mera skrovlig.

En gråfärgad linje i diagrammen visar resultat av en prestandatest av ren värme-växlare då temperaturer mäts i skiktat flöde. Det framgår att en sådan mätning kan gevilseledande resultat.

3

3,2

3,4

3,6

3,8

4

-3 -2,8 -2,6 -2,4 -2,2 -2 -1,8 -1,6 -1,4 -1,2 -1

(10 000 W/m2K)

(1000 W/m2K)

(0.001 l/s) (0.01 l/s) (0.1 l/s)

före provet

(felmätt)

före provet

efter halva

provet

efter provet

Fig. 15 Ändring av prestanda i värmeväxlare I under försök 2.

Change in performance of heat exchanger no. I in test run no. 2.

44

3

3,2

3,4

3,6

3,8

4

-3 -2,8 -2,6 -2,4 -2,2 -2 -1,8 -1,6 -1,4 -1,2 -1

(10 000 W/m2K)

(1000 W/m2K)

(0.001 l/s) 0.01 l/s 0.1 l/s

före provet

(felmätt)

före provet

efter halva

provet

efter provet

Fig. 16 Ändring av prestanda i värmeväxlare II under försök 2.

Change in performance of heat exchanger no. II in test run no. 2.

Mätning av flöde och tryckfall vid låga flöden

Försöksriggen var bl a utrustad med mätuttag för anslutning av differenstryckmä-tare på olika ställen på sekundärsidan. Målet var att kunna detektera ökande för-smutsning av de testade värmeväxlarna genom att jämföra flödet och motsvarandetryckfall över resp apparat. Under både försök 1 och 2 visade det sig dock att on lineregistrering av flöde och tryckfall gav diffusa resultat. Det konstaterades snabbt ettsamband mellan dessa resultat och ansamling av luft i systemet. Riggen komplettera-des därför med ytterligare några automatiska avluftare (både vid mätuttagen och påandra ställen) vilket dock inte avhjälpte problemet helt.

Figur 17 visar registreringar av flöde och tryckfall över VVX II under ett dygn(försök 2). Tryckfallsvärdena plottades efter roturdragning och omskalning (c p∆ )så att kurvorna i diagrammet sammanfaller vid tidpunkten strax efter avluftning d v scirka kl 14:40.

Man kan observera att både sekundärflödet och tryckfallet ökar långsamt fråntidpunkt "0" till tidpunkt "A". Vid tidpunkt "A" minskar flödet samtidigt somtryckfallet ökar. De båda storheten minskar sedan betydligt vid avluftning avmätslangar och mätuttag (tidpunkt "B"). Dock börjar flödet öka markant direkt efteravluftningen samtidigt som tryckfallet förblir konstant. Vid tidpunkt "C" uppträdersamma fenomen som vid tidpunkt "A" d v s flödet minskar och tryckfallet ökarplötsligt. Vad är den sannolika förklaringen?

Behovet av regelbunden luftning av riggen (manuellt eller via de automatiskaavluftarna) har redan påpekats. Uppenbarligen frigörs luften från ledningsvattnet viddess uppvärmning då luftens löslighet i vattnet minskar. Luftbubblorna drivs sedan utur systemet av vattenströmmen i normala fall. Vid låga strömningshastigheter, sområder här, är det dock sannolikt möjligt för bubblorna att häfta vid rörväggarna ochvid plattorna inne i värmeväxlaren.

45

0

0.001

0.002

0.003

0.004

0.005

0.006

0.007

0.008

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24

ms2

sqrt(dp2' )

Avluftning

A B

l/s

tim

C

Fig. 17 Problem vid mätning av flöde och tryckfall i värmeväxlare.

Problems in measurement of flowrate and pressure drop in potable waterpassing a heat exchanger.

Det är även möjligt att luftbubblorna samlas i en flödesmätare och ändrar desskarakteristika vilket måste ha inträffat här. Bubblorna som samlats i flödesmätarhusetoch på vinghjulet kan lossna ibland varvid mätaren återgår tillfälligt till rätt visning.Luften flyttas då längre bort i systemet och kan lämna det eller samlas på nytt i even-tuella luftfickor eller t ex vid mätuttag.

Problemet är svårt att lösa när strömningshastigheterna är låga. Automatisk av-luftning är effektiv då större mängder luft frigörs och lämnar systemet men hjälperinte mot luftbubblor som inte följer med vattenströmmen. Att det kan förekomma såpass mycket luft i tappvattensystem pekar på att den tidigare beskrivna mekanismen(avsn. 3, ref. [28],[29])för bildande av kalkavlagringar runt kontaktytan mellan luft-bubblor och en värmeväxlarvägg kan vara aktuell i system med (tillfälligt) lågaströmningshastigheter, t ex vid läckande tappvattenkranar och låg/ingen VVC i tapp-vattensystem.

Prestandatester och rengöring av plattvärmeväxlare

Under inledningsfasen för det aktuella projektet samlades ett antal hellöddaplattvärmeväxlare av typ CB-25 (fabrikat Alfa-Laval) från olika värmeverk i Sverige.Värmeväxlarna härstammade från befintliga fjärrvärmeabonnentcentraler med varie-rande driftstid bakom sig. Syftet var att kontrollera eventuell försmutsning av värme-växlarna och försöka konstatera hur stor försämringen av deras prestanda kunde bli.En preliminär undersökning genomfördes i laboratorium och resultaten jämfördesmed teoretiska prestandadata erhållna från tillverkaren (se figur 18), ref. [68].

Diagrammet visar att de flesta värmeväxlare har något lägre prestanda än densom beräknats av leverantören. Detta kan bero på försmutsning av värmeväxlarytoreller att beräkningen inte exakt motsvarar de relativt låga temperaturnivåer man harhållit vid prestandatester (som bekant ökar värmeövergången vid högre tempera-

46

turer). En av apparaterna, betecknad E2, visar betydande sänkning av prestandan.Detta stämmer med att just denna växlare vid den endoskopiska undersökningenvisade mest tecken på försmutsning. Resultatet bekräftades dock inte vid på nyttgjorda, noggrannare mätningar.

För att kunna genomföra okulärbesiktning av värmeväxlarnas strömningskanaleranvändes följande metod: rektangulära slitsar av några millimeters djup frästes upp isidan av den aktuella apparaten (figur 19). Besiktningen gjordes med en tunn en-doskop (diametern mindre än värmeväxlarnas kanalhöjd). Efteråt fylldes slitsarnamed tillklippta remsor av gummiduk något tjockare än slitsarnas djup. Remsornatrycktes till mot slitsen med var sitt pressarrangemang så att full täthet erhölls bådeutåt och internt mellan primär- och sekundärkanalerna. Resultat av okulärbesikt-ningen ges i tillämpliga fall under "Kommentar" i tabell 4.

I projektets andra fas upprepades prestandatestningen. Temperaturerna mättes nunoggrannare med givare (av egen utveckling) som minskar inverkan av temperatur-skiktning. Därefter rengjordes värmeväxlarna kemiskt på sekundärsidan och blevtestade igen. Förteckning över de värmeväxlare som testats ges i tabell 2.

Rengöringen genomfördes enligt den standardprocedur som används av företagetAlfa-Laval och med utrustning som företaget ställt till förfogande. Tillvägagångs-sättet var att ansluta primär eller sekundär sida av en värmeväxlare till en behållarefylld med rengöringsvätska och utrustad med cirkulationspump. Rengöringsvätskansom innehöll bl a lämplig syra pumpades sedan genom värmeväxlaren tills syransstyrka inte längre minskade (normalt ett flertal timmar). Vätskan kunde även bytas utom den skulle bli för svag vid kraftigt försmutsad apparat. Efter rengöringen måstevärmeväxlaren spolas ordentligt och den använda vätskan passiviseras innan denkunde hällas ut i avloppet.

v 1

n1

u2

e2

u1

e 1

s2

k b e rä kn

s1

2.8

3

3.2

3.4

3.6

3.8

4

-2.6 -2.4 -2.2 -2 -1.8 -1.6 -1.4

log

k

log mch

(10000 W/(m2*K))

(1000 W/(m2*K))

(0.01 kg/s)

Fig. 18 Resultat av prestandakontroll i laboratorium av plattvärmeväxlare efterflera års drift i fält.

Results from a laboratory performance test of brazed plate heat exchangerstaken in from several years of field service.

47

I samband med rengöring testades även alternativa sätt att kontrollera hur passförsmutsad en värmeväxlare hade varit. En sådan metod bygger på kemisk analys avden använda rengöringsvätskan före och efter genomförd rengöring med avseende påupplösta metaller. Ett prov av vätskan togs efter behandling av värmeväxlaren U1,sekundärsidan, och resten av vätskan användes vid rengöring av växlaren V1,primärsidan. Ett nytt prov togs därefter och de båda proverna skickades till DK-Tekniks laboratorium i Köpenhamn. Den använda vätskemängden var 10 liter vidrengöring av växlaren U1 och 9 liter för V1.

gummitätning

tätningsarrangemang

inspektionsöppning

Fig. 19 Tätning av inspektionsöppningar vid prestandatester av plattvärmeväxlare.

Tightening of inspection openings, used in performance tests of brazed plateheat exchangers.

48

Ursprung Märk-ning

Typ Tillverk-ningsår

Drifttid Kommentar

Ansgar TR1 CBH25-18H 1986 labdrift ~4 år Driftsituation motsv. eneftervärmare för tapp-vatten (EV).Ej öppnad

Ansgar N1 CB26-24H 1991 ny Fabriksny, ej öppnad

Uppsala U1 CBH25-50H 1986 4 år 2 mån. Endoskopbesiktning:endast en mycket tunngråaktig beläggning påsekundärsidan;ett svart mycket tuntskikt på primärsidan,troligen magnetit

Uppsala U2 CBH25-50H 1986 4 år 2 mån. Samma kommentar somovan (värmeväxlare U1)

Sundsvall S2 CB25-42H 1983 6 år 9 mån. EV,Endoskopbesiktning:endast en tunn brunaktigbeläggning på tappvat-tensidan;primärsidan hade ettsvart, relativt tunt lagerav försmutsning, troligenmagnetit

Sundsvall S1 CB25-66H 6 år 9 mån.

Växjö V1 CB25-66H 1984 7 à 8 år Endoskopbesiktning:beläggningar finns menej särskilt tjocka

Enköping E1 CBH25-80H 1987 3 år 6 mån. 2-steg, troligen FVEndoskopbesiktning:mycket tunn beläggningpå tappvattensidan,mycket tunn beläggningpå primärsidan

Enköping E2 CBH25-80H 1987 3 år 6 mån. 2-steg, troligen EVEndoskopbesiktning:kraftigare beläggning påtappvattensidan, på pri-märsidan var ytorna i detnärmaste rena

Karlstad K1 CBH25-90H 1987 4 år? Troligen EV, ej öppnad

Tabell 4 Sammanställning av värmeväxlare använda vid prestandatester.

Table 4 Overview of heat exchangers used in performance tests.

Resultat visade att växlaren U1, en förvärmare för tappvatten, var försmutsadbara obetydligt. De konstaterade mängderna av i första hand kalcium och magnesium

49

härstammade huvudsakligen från ledningsvattnet som använts vid beredning av ren-göringsvätskan. Rengöring av växlaren V1 gav däremot kraftig ökning av mängdenav järn (Fe) i rengöringsvätskan, c:a 1.3 g/l vätska, och en obetydlig ökning avkalcium, magnesium och kisel, 2-8 mg/l vätska (bilaga 1). Totalt sett innebär detta att11.7 g järn löstes upp i vätskan under rengöringens gång. Det är sannolikt att järnethärstammar från magnetitbeläggning.

Analysmetoden visade god känslighet för de ämnen som kan tänkas ingå i smuts-beläggningar i värmeväxlare. Provtagning kan i praktiken begränsas till ett tillfälle,efter rengöring, förutsatt att avhärdat vatten används vid beredning av rengörings-vätskan. Förfarandet är även lämpligt för kontroll av resultat vid kemisk rengöring avvärmeväxlare i fält.

Även annan, snabbare metod för kontroll av kalciuminnehåll i rengörings-vätskan testades. Tillvägagångssättet var mätning med en jonselektiv sond förkalcium. Det visade sig dock att den erhållna mätnoggranheten inte var tillräcklig förregistrering av förändringar av kalciuminnehåll i vätskan vid rengöring av måttligtförsmutsade värmeväxlare. Bättre resultat kunde möjligen erhållas om mandisponerade en rengöringspump som är bättre anpassad till värmeväxlarnas storlek(med betydligt mindre behållare).

Diagrammen nedan (figur 20-29) visar värmegenomgångstalet som funktion avmassflöde för dels ovannämnda plattvärmeväxlare och dels två nytillkomna värme-växlare av samma typ (K1 och N1). Flödet är angivet per kanal och har sammastorlek för både primär- och sekundärsidan av resp värmeväxlare. De streckadelinjerna visar status före kemisk rengöring och de heldragna linjerna efterrengöringen. De tunna småpunktade linjerna i varje diagram visar, för jämförelsensskull, beräknat värmegenomgångstal (den översta linjen) och dess försämring vidsuccessivt ökande försmutsningsfaktor ( Rf = 0.0, 0.25*10-4, 0.5*10-4 och 1.0*10-4

(Km2)/W ).

Vid analys av resultaten i diagrammen kan genomgående konstateras att,förutsatt att rengöringen har varit 100% effektiv, värmeväxlarna inte har varitnämnvärt försmutsade. Den största uppnådda minskningen av värmegenomgångs-motståndet är i storleksordningen 0.25-0.5*10-4 (Km2)/W (värmeväxlare U1, TR1 ochK1).

Detta gäller vid de större flödena. Vid låga flöden däremot kan man iblandobservera ökat värmemotstånd i rengjorda värmeväxlare. Detta i sin tur bekräftartesen att vissa typer av måttlig försmutsning ökar värmegenomgången vid småströmningshastigheter genom att öka turbulensen nära väggen. Fenomenet upphör vidde större hastigheterna då strömningen är helt och hållet turbulent.

Resultatet fig. 28 överensstämmer inte med att värmeväxlaren E2 vid den förstaprestandakontrollen (se fig. 18) och okulärbesiktningen (tabell 4) var den värme-växlare som föreföll mest försmutsad. En möjlighet är, att smuts som fanns vid denförsta prestandakontrollen sköljts bort och därför inte fanns med vid den senare,noggranna prestandamätningen.

En annan möjlighet är, att den sämre mätnoggranheten vid den första prestanda-mätningen lett till fel resultat. k-värdesförsämringen är inte större än att den kanförklaras med onoggrann temperaturmätning p g av temperaturskiktning vid förstaprestandamätning.

50

k före rengöring k efter rengöring 1 k efter rengöring 2

2,8

3

3,2

3,4

3,6

3,8

4

-2,6 -2,4 -2,2 -2 -1,8 -1,6 -1,4

(10000 W/(m2K))

(1000 W/(m2K))

(0.01 kg/s)

log mch

log

kTest rig, TR1, CB25-18H

Fig. 20. Ändring av värmegenomgångstalet vid kemisk rengöring av värmeväxlarenTR1, CB25-18H.

Change in overall heat transfer coefficients following chemical cleaning ofheat exchanger TR1, CB25-18H.

k ren

2,8

3

3,2

3,4

3,6

3,8

4

-2,6 -2,4 -2,2 -2 -1,8 -1,6 -1,4

log

k

log mch

(10000 W/(m2K))

(1000 W/(m2K))

(0.01 kg/s)

Ny värmeväxlare, N1, CB26-24H

Fig. 21 Värmegenomgångstalet uppmätt i värmeväxlaren N1, CB26-24H.

Overall heat transfer coefficients measured in heat exchanger N1, CB26-24H.

51

k före rengöring k efter rengöring 1

2,8

3

3,2

3,4

3,6

3,8

4

-2,6 -2,4 -2,2 -2 -1,8 -1,6 -1,4

log

k

log mch

(10000 W/(m2K))

(1000 W/(m2K))

(0.01 kg/s)

Uppsala, U1, CBH25-50H

Fig. 22. Ändring av värmegenomgångstalet vid kemisk rengöring av värmeväxlarenU1, CBH25-50H.

Change in overall heat transfer coefficients following chemical cleaning ofheat exchanger U1, CBH25-50H.

k före rengöring k efter rengöring 1 k efter rengöring 2

2,8

3

3,2

3,4

3,6

3,8

4

-2,6 -2,4 -2,2 -2 -1,8 -1,6 -1,4

log

k

log mch

(10000 W/(m2K))

(1000 W/(m2K))

(0.01 kg/s)

Uppsala, U2, CBH25-50H

Fig. 23. Ändring av värmegenomgångstalet vid kemisk rengöring av värmeväxlarenU2, CBH25-50H.

Change in overall heat transfer coefficients following chemical cleaning ofheat exchanger U2, CBH25-50H.

52

k före rengöring k efter rengöring 1

2,8

3

3,2

3,4

3,6

3,8

4

-2,6 -2,4 -2,2 -2 -1,8 -1,6 -1,4

log

k

log mch

(10000 W/(m2*K))

(1000 W/(m2*K))

(0.01 kg/s)

Sundsvall, S1, CB25-66H

Fig. 24. Ändring av värmegenomgångstalet vid kemisk rengöring av värmeväxlarenS1, CBH25-66H.

Change in overall heat transfer coefficients following chemical cleaning ofheat exchanger S1, CBH25-66H.

k före rengöring k efter rengöring 1 k efter rengöring 2

2,8

3

3,2

3,4

3,6

3,8

4

-2,6 -2,4 -2,2 -2 -1,8 -1,6 -1,4

(10000 W/(m2K))

(1000 W/(m2K))

(0.01 kg/s)

log mch

log

k

Sundsvall, S2, CB25-42H

Fig. 25. Ändring av värmegenomgångstalet vid kemisk rengöring av värmeväxlarenS2, CBH25-42H.

Change in overall heat transfer coefficients following chemical cleaning ofheat exchanger E1, CBH25-42H.

53

k före rengöring k efter rengöring 1

2,8

3

3,2

3,4

3,6

3,8

4

-2,6 -2,4 -2,2 -2 -1,8 -1,6 -1,4

log

k

log mch

(10000 W/(m2K))

(1000 W/(m2K))

(0.01 kg/s)

Växjö, V1, CB25-66H

Fig. 26. Ändring av värmegenomgångstalet vid kemisk rengöring av värmeväxlarenV1, CBH25-66H.

Change in overall heat transfer coefficients following chemical cleaning ofheat exchanger V1, CBH25-66H.

k före rengöring k efter rengöring 2

2,8

3

3,2

3,4

3,6

3,8

4

-2,6 -2,4 -2,2 -2 -1,8 -1,6 -1,4

log

k

log mch

(10000 W/(m2K))

(1000 W/(m2K))

(0.01 kg/s)

Enköping, E1, CBH25-80H

Fig. 27. Ändring av värmegenomgångstalet vid kemisk rengöring av värmeväxlarenE1, CBH25-80H.

Change in overall heat transfer coefficients following chemical cleaning ofheat exchanger E1, CBH25-80H.

54

k före rengöring k efter rengöring 1 k efter rengöring 2

2,8

3

3,2

3,4

3,6

3,8

4

-2,6 -2,4 -2,2 -2 -1,8 -1,6 -1,4

(10000 W/(m2K))

(1000 W/(m2K))

(0.01 kg/s)

log

k

log mch

Enköping, E2, CBH25-80H

Fig. 28. Ändring av värmegenomgångstalet vid kemisk rengöring av värmeväxlarenE2, CBH25-80H.

Change in overall heat transfer coefficients following chemical cleaning ofheat exchanger E2, CBH25-80H.

k före rengöring k efter rengöring 1 k efter rengöring 2

2,8

3

3,2

3,4

3,6

3,8

4

-2,6 -2,4 -2,2 -2 -1,8 -1,6 -1,4

log

k

log mch

(1000 W/(m2K))

(10000 W/(m2K))

(0.01 kg/s)

Karlstad, K1, CBH25-90H

Fig. 29. Ändring av värmegenomgångstalet vid kemisk rengöring av värmeväxlarenK1, CBH25-90H.

Change in overall heat transfer coefficients following chemical cleaning ofheat exchanger K1, CBH25-90H.

55

Sammanfattningsvis kan konstateras, att det vid laboratorieprovningen uppmättsobefintlig till möjligen måttlig försmutsning av hellödda värmeväxlare som under ettantal år varit i drift i ett flertal svenska värmeverk med mjukt till hårt dricksvatten.

På denna grund kan man dock inte dra säkra slutsatser om hellödda plattvärme-växlares allmänna försmutsningsbenägenhet, då vi inte har tillräckligt detaljeradeuppgifter om de konkreta driftsförhållanden som våra provobjekt varit utsatta för. Bå-de Uppsala och Enköping har relativt hårt dricksvatten, men i båda dessa kommunerhar lokal avhärdning av dricksvatten i fastigheterna tillämpats i stor utsträckning påsenare år. Det kan alltså hända att de provobjekt som härstammar från dessa bådakommuner egentligen inte varit utsatta för besvärliga driftsförhållanden ur försmuts-ningssynpunkt.

Bakteriologiska undersökningar av komponenter i plattvärmeväxlare

Bakteriologisk undersökning av våtkonserverade armaturdelar från tappvatten-system med hjälp av konventionella metoder (vattenprover och odling) kan inte getillförlitliga resultat när undersökningen genomförs lång tid efter demontering avdelarna. Resultatet beror bl a på i vilken temperatur delarna var lagrade - eventuellabakterier kan både föröka sig kraftigt och dö ut helt och hållet under lagringstiden.

Inom projektet genomfördes bakteriologiska undersökningar av vattenprov frånhellödda plattvärmeväxlare från fältet och av beläggningar på packningar och plattori packningsförsedda plattvärmeväxlare från fält och i laboratorium.

Den metod som användes är en kemisk metod. Den innebär, att man med hjälpav kombinerad gaskromatografi och masspektrometri (GC-MS) bestämmer mängdenav lipopolysackarider (LPS). LPS finns endast i cellväggen hos bakterier som tillhörden stora gruppen av Gram-positiva bakterier, som bl a omfattar Legionella. LPS ärkemiskt och termiskt stabila och är därför utmärkta bakteriologiska markörer.Närmare bestämt identifieras vid analysen den delen av LPS som är hydroxyfettsyror.Ett annat namn för LPS är endotoxin. Gram-positiva bakterier bildar istället utanförbakterien exotoxin, som inte är värmestabilt. Medan endotoxiner i allmänhet ärmåttligt giftiga, kan exotoxiner vara mycket giftiga; ett exempel på detta är butolin-toxin.

För GC-MS analysen anlitade vi institutionen för medicinsk mikrobiologi vidLunds Universitet, som är pionjär inom utvecklingen av denna metod och som tilläm-pat den i ett flertal sammanhang.

GC-MS-metoden skiljer sig från traditionell bakteriologisk analys och från ettflertal andra moderna analysmetoder, bl.a. DNA-analys. Traditionell analys innebär,att man odlar bakterieprov på ett odlingsmedium (näringssubstrat) och sedan räknarantalet bakterier i mikroskop. Mediet måste väljas specifikt med avseende på vilkenbakterieart som man söker.

Hydroxyfettsyrorna i LPS från två olika bakteriearter behöver inte vara lika, menantalet olika typer av hydroxyfettsyror är för litet för att skillnaden i hydroxyfettsyre-typ i allmänhet kan användas för att säkerställa typen av bakterie. Dock råkar den förLegionella karakteristiska typen vara specifik.

Generellt sett är GC-MS av LPS betydligt mindre artspecifik än odling, vilketkan vara en fördel eller nackdel, beroende på syftet. En annan skillnad är, att man

56

med den kemiska metoden bestämmer mängden av såväl levande som döda bakterier,medan odling endast ger ett mått på mängden levande bakterier. Därför ställerodlingsmetoden högre krav på provens färskhet och på hur proven hanteras.

Det är inte avsikten att här göra någon ingående jämförelse mellan olikabakteriologiska analysmetoder, då detta är en kvalificerad mikrobiologisk uppgift.Allmänt kan man säga, att ingen metod är uppenbart överlägsen de andra. Vid allametoder finns olika typer av svagheter. Det är vanligt, att undersökningar av sammaprov med olika metoder ger skilda resultat. Säkerheten vid bakteriologisk analys,även när den utförs med maximal professionalism, är mindre än vid de flesta typer avfysikaliska mätningar.

Provtagning kan ske på olika sätt. Vid prov i form av en vattenmängd tagendirekt från en ledning/värmeväxlare kan en bestämd volym lätt mätas upp. Sammagäller prov av vatten som använts för våtkonservering. Analysresultaten blir direktjämförbara då resultat kan fås i mängd LPS per volymenhet (t ex ng/ml).

Provtagningen är betydligt svårare när det gäller fasta beläggningar. Ett alternativär att skrapa av beläggning från en del av föremålets yta och se till att ytstorleken ärsamma för alla provtagningsställen. Noggrannheten kan bli god om ytan är platt ochbeläggningen inte alltför spröd. Att skrapa ett tjockare skikt av kalkliknande belägg-ning från korrugerad plåt under kontrollerade förhållanden är däremot svårt.

I projektets början analyserades vattenprover från våtkonserverade hellöddaplattvärmeväxlare samt avskrap från en packningsförsedd försöksvärmeväxlare. Iprojektets andra fas testades bl a en metod där plattytan skyddades först medsjälvhäftande polyetenplast (tejp) från en eller båda sidor. Därefter stansades det uten provbit så som visas i figur 30. Eftersom varken metall eller skyddsplasteninnehåller LPS stör inte dessa resultatanalysen. På detta sätt är risken attbeläggningen smular sig minst och provbitarna har alltid samma storlek (yta).

plåt

skärverktyg

skyddsplast

Fig. 30 Stansning av provbitar i värmeväxlarplatta för jämförande undersökningav bakteriemängden.

Punching of heat exchanger plate test pieces for measurement of attachedamounts of bacteria.

57

Packningsförsedda plattvärmeväxlare i laboratorieprov

Under projektets fas 1 byggdes det en liten rigg för undersökning av bakterietill-växt (ref. [68]). Försöksvärmeväxlaren var av fabrikat APV typ U121R försedd medtvå typer av packningar, dels av nitril- och dels av EPDM-gummi. Riggens primärsi-da var ansluten till hetvattenkretsen i laboratoriet Ansgar och dess sekundärsida tillett vanligt kallvattenuttag. Primär- och sekundärvattnets inkommande temperatur var90°C respektive c:a 10°C. Sekundärvattnet värmdes upp till 70°C. Försöket pågickunder 30 dagar med ett stilleståndsperiod 4-5 dagar under en långhelg.

Resultat av GC-MS-analys av prover tagna på olika ställen från några av värme-växlarens plattor och packningar visas i figur 31. Även om resultaten inte kan betrak-tas som helt säkra bl a på grund av ännu ej tillräckligt utveckladprovtagningsmetodik, så kan man konstatera att de största bakteriemängderna hademaximum vid temperaturen 40°C, en temperatur då tillväxten av bakterier typLegionella gynnas.

0

100

200

300

400

500

600

700

0 10 20 30 40 50 60 70 80

Packn. Nitril

Packn. EPDM

Värmeväxlarvägg

LPS ng/prov

°C

Fig. 31 Uppmätta undersökning av bakteriemängder i en försöksvärmeväxlare medgummipackningar av olika materialtyper. Obs: Provmängden var större vidprovtagning från vägg än vid prov från packningar.

Measured amounts of bacteria in various locations of a gasketed test heatexchanger with two different types of rubber materials. Note: Samples takenfrom heat exchanger plate were bigger than samples taken from gaskets.

En annan viktig observation är att bakterietillväxten på gummipackningar var be-tydligt större för nitrilgummit än för EPDM-gummit. Bakteriemängden i prov frånplattytan ligger högre än för EPDM-packningen men mängder av analyserad substansvar betydligt större i det första fallet varför den absoluta nivån för bakteriemängdenpå plattan är inte jämförbar med resultat erhållna för de båda packningarna.

Försöket fortsattes sedan med samma värmeväxlare (med antalet plattor ochpackningar minskat med de som använts för provtagning) under ytterligare 20 dagar.Vid efterföljande analys visade sig dock att de konstaterade bakteriemängderna nu

58

var lägre än vid förra analysen. Detta kan bero på systematiskt fel vid provtagning,eller att beläggningen hade delvis "sköljts bort" under försökets andra period.Analysen visade dock p s s som tidigare att de största mängder bakterier fanns iområden där temperaturen var c:a 40°C under försöket.

Vattenprov från lödda plattvärmeväxlare från olika värmeverk

Som redan nämnts undersöktes inom projektet hellödda plattvärmeväxlare somvarit i drift i fjärrvärmeinstallationer. Dessa erhölls våtkonserverade. När värmeväx-larna skulle testas i laboratoriet togs vattenprover först och skickades för analys enligtGC-MS-metoden. Resultat av analysen visas i figur 32.

Resultaten är inte entydiga. Man skulle vänta sig större mängd bakterier påsekundärsidan än på primärsidan i alla undersökta apparater. Så är det dock inte ivärmeväxlare U2, U1 och S2. Olika förklaringar är möjliga. Bl a kan felmärkning vidvåtkonservering inte uteslutas (även om det finns rekommendationer för ettstandardiserat sätt att ansluta de hellödda plattvärmeväxlarna i abonnentcentraler såföljs dessa inte alltid).

Det mest troliga är dock att hantering av värmeväxlarna har det största inflytan-det här. Man kan då konstatera att bakteriell analys av vattenprov från objekt somfyllts med vatten av (ur bakteriologisk synvinkel) ospecifierad kvalité och som förva-rats under olika förhållanden (tid, temperatur) inte ger jämförbara resultat.

U2U1

S2S1

E2E1

Primärsida

Sekundärsida

0

100

200

300

400

500

600

700

LPS ng/ml vatten

Värmeväxlare

Fig. 32 Uppmätta bakteriemängder i vattenprover från hellödda plattvärmeväxlaresom har varit i drift.

Measured amounts of bacteria in water samples from brazed plate heatexchangers taken out of field service.

59

Bakteriologisk analys av smutsskikt och packningar från äldre plattvärme-växlare från drift i fält

Under 1994 utfördes renovering av en 2-stegskopplad abonnentcentral i kvarteretLindängen i Malmö. Tack vare samarbetet med Malmö Energi och fastighetsägarenkunde då en del gamla plattor från centralens olika värmeväxlare ställas till projektetsförfogande. Två plattor, en från centralens eftervärmare och en från dess förvärmareanvändes för LPS-analys. Ett antal lika stora provbitar stansades ut dels längspackningsspåret dels diagonalt mellan inlopps- och utloppsöppningar. Motsvarandeantal provbitar av packningar blev också utskurna. Packningsbitarnas storlek valdesså att deras kontaktyta med vatten i värmeväxlaren var av samma storleksordningsom plattprovbitarnas yta.

Figur 33 visar dels placering av provställen och dels resultat av LPS-analysen förrespektive provbit. Konstaterade mängder av LPS redovisas både för respektive prov-ställe och i form av diagram där abskissan motsvarar provställenas placering längsvattnets passageväg genom förvärmaren och eftervärmaren. I motsats till den tidigareundersökningen (fig. 31) ser man här inget klart samband mellan funnabakteriemängder och temperaturen.

En stor skillnad kan dock konstateras mellan LPS-mängder hittade på själva plat-torna och på gummipackningarna. Detta kan ha följande förklaringar:

• gummiytan är mera porös än plattytan varför bakteriernas villkor för förökningär gynnsammare där

• gummit i sig eller limrester som haft kontakt med vattnet (vid limmade pack-ningar) utgör näring för bakterier

• turbulensen i vattnet är mindre intill packningar vilket ger mindre avnötning avupplagrad smuts (och LPS).

Det sistnämnda fenomenet gäller även då man jämför LPS- och smutsmängdermellan olika provställen på en platta. LPS-analysen kan självfallet inte påvisa tidigarenärvaro av bakterier som exempelvis förökat sig kraftigt under en stilleståndsperiod ien värmeväxlare men spolats bort vid dess normala drift.

Den andra viktiga faktorn vid förökning av bakterier är temperaturen. Dess infly-tande är entydigt under stationära förhållanden vilket påvisats i det inom projektet ge-nomförda experimentet (jmf fig. 31). I praktiken varierar dock temperaturnivåer ivärmeväxlare betydligt under drift i en tappvattenberedare. Man kan skilja mellan tvåprincipiella driftsituationer (med 2-stegskoppling som exempel):

• ingen tappning (eftervärmarens temperatur lika med VVC-temperaturen, 50-55°C; förvärmarens temperatur ungefär lika med temperatur av det primära returvatt-net från radiatorkretsen, 20-50(65) °C beroende på kretsens temperaturprogram)

• tappning (tappvattnets temperatur ökar mellan inlopp och utlopp både i förvär-maren och i eftervärmaren; lastfördelningen mellan värmeväxlarna beror på tapp-ningens relativa storlek, radiatorkretsens temperaturprogram och belastning samtäven på fördelning av värmeöverförande yta mellan förvärmaren och eftervärmaren).

60

Fig. 33 Resultat av kemiskt-bakteriologisk undersökning av plåt- och packnings-bitar från plattvärmeväxlare som använts för tappvattenberedning (2-stegs-koppling).

Results from chemical-bacteriological investigation of samples from rubbergaskets and heat exchanger plates of a field heat exchanger which serveddomestic hot water preparation in 2 stages.

61

Under beaktande av driftstillstånd beskrivna ovan kan man dra slutsatsen att detmåste finnas långa perioder under året då utomhustemperaturen är sådan att tempera-turen i förvärmaren gynnar bakterietillväxt. Det ur smittorisksynpunkt mest kritiskaögonblicket under en sådan period borde inträffa tidigt på morgonen då en stortappning kommer och förvärmaren (som under natten fungerat likt en inkubator)töms på sitt innehåll. En del av vattnet passerar antagligen då eftervärmaren innandess automatik hunnit reagera och höja vattnets utgående temperatur, och distribuerasi VVC-slingan.

Däremot är eftervärmaren ganska väl skyddad mot bakterietillväxt tack vare attVVC-kretsens temperatur är hög. Det finns dock ett undantag. Vid kontinuerligatappningar (under dagtid) kan det även finnas längre perioder då inloppsdelen aveftervärmaren håller en för bakterier gynnsam temperatur. Spår efter en sådanbakterietillväxt borde hittas på plattan på ställen där avnötning av smutsskiktet ärliten (stagnationszoner).

LPS-mängder och dess lokalisering på en förvärmar- respektive efter-värmarplatta visade i figur 33 överensstämmer rätt så bra med resonemanget ovan.De största bakteriemängder hittas där längs vattnets huvudstråk i förvärmaren samt ien stagnationszon i eftervärmaren.

En separat studie borde ägnas mekanismer som styr bakterietillväxt i tappvatten-värmeväxlare i dess typiska driftsituationer.

Kemisk analys av smutsbeläggningar i plattvärmeväxlare

Ett antal apparater eller prover analyserades med hjälp av SEM-EDX-metoden(Scanning Electron Mikroskop - Energy Dispersive X-ray Analys). Metoden fast-ställer innehåll av grundämnen i ett prov (ner till atomnummer 11). För dettaanlitades Force-Instituttet i Köpenhamn.

En hellödd plattvärmeväxlare typ B25 (fabr. SVEP) skickades vid projektets bör-jan för uppskärning och analys. Undersökningen visade obefintlig försmutsning trotsflera års drift som tappvattenberedarväxlare på Heleneholmsverket i Malmö. Denkemiska analysen visade förutom järn och koppar som härstammade från plattansgrundmaterial, även kalcium, magnesium samt mindre mängder kisel och svavel (påsekundärsidan). Se bilaga 2.

Senare i projektet skars provbitar med beläggningar ur ett antal utrangerade plat-tor som suttit i packningsförsedda plattvärmeväxlare i Malmö. Även dessa skickadestill Köpenhamn för SEM-EDX analys. Resultatet visas i bilaga 3.

Generellt konstaterade man att de analyserade smutsbeläggningarna innehöll hu-vudsakligen järnoxider på primärsidan och blandningar av järnoxider och kalk i olikaproportioner på sekundärsidan. Resultaten visar att vid behov av säker identifieringav en smutsbeläggnings art (kemisk sammansättning) är SEM-EDX-analys enlämplig metod.

Vid tidpunkten för den aktuella analysen hade SEM-EDX utrustningen komplet-terats, så att grundämnen med lägre atomnummer nu kom med i analysen. I det härfallet innebar det en möjlighet att få med C. Detta är av ett visst intresse i samman-hanget, då C kan tänkas uppträda, dels naturligt i kalk, men även i eventuella orga-

62

niska beläggningar, t ex som resultat av bakteriell aktivitet från möjliga Termus-bak-terier, se avsnitt 5.

Tyvärr kunde denna möjlighet inte utnyttjas generellt, då tejp innehållande bl Canvändes för att fästa proven vid analysen. I ett fall provades dock att ta bort tejpen. Idet fallet gav analysen Ca- och C-halter som stämmer väl med att all C uppträderbundet i CaCO3. Det vill säga att den analysen inte pekar på närvaro av organiska be-läggningar.

Fördelning av smutsbeläggningar i packningsförsedda plattvärmeväxlare frånfältet

På utvalda plattor från konventionella fjärrvärmeväxlare erhållna från Malmökonstaterades olika typer av försmutsning. Nedan presenteras några kommentarer ochbilder av dessa.

Som nämnts då kemisk analys av smutsskikt diskuterades, är den huvudsakligatypen av smuts på primärsidan i värmeväxlare magnetit. Detta gällde även för de ifrå-gavarande plattorna.

Sekundärsidan däremot kan försmutsas på flera olika sätt. I en radiator- eller het-vattenkrets exempelvis förväntar man sig normalt en måttlig beläggning bestående avmagnetit. Men om en läckande krets av motsvarande typ regelbundet fylls på medobehandlat vatten som innehåller kalk, då fälls det mesta av den tillförda kalken ut ikretsens värmeväxlare. Skiktet är normalt relativt tunt, blandat med magnetit ochdistribuerat ganska jämnt över plattytan.

En värmeväxlarplatta för tappvatten där temperaturerna antagligen varit låga ochtemperaturregleringen bra (utan markanta översläng) blev ganska litet försmutsad, sefigur 34. En intressant observation är att små mängder kalk ändå fälldes ut, dels påställen där limöverskottet från limning av packningar varit i kontakt med tappvattnet,dels vid hot spots d v s fiskbensmönstrets kontaktpunkter mellan intilliggande plattor.Sådana ställen kan även utgöra grogrund för bakterier.

Figur 35 visar ovandelen av två andra plattor med ett tydligt lokalt smutsskiktlängs packningen intill primärvattnets inloppskanal. I det ena fallet är smutsskiktetkalk (antagligen på grund av övertemperatur), i det andra fallet någon form av packatslam (i ett stagnationsområde). Den övriga plattytan är däremot nästan ren.

Den sista bilden, figur 36, visar en platta från en eftervärmare (tappvarmvatten)som måste ha blivit utsatt för kraftig övervärmning. Detta berodde antingen på fel ireglerautomatiken eller ett mekaniskt fel i reglerventilen på primärsidan. En tjock"kalkkaka" täckte nästan hela plattytan och orsakade en kraftig minskning avkanalens genomströmningsarea.

63

Fig. 34 En nästan ren platta från en 2-stegskopplad abonnentcentral i Malmö(sekundärsida, tappvarmvattendelen). Obetydlig kalkbildning vid hot spotsoch på överskjutande lim vid packningen.

Example of a rather clean plate of a 2-stage consumer substation in Malmö(secondary side, domestic hot water preparation). Traces of scale are foundin hot spots and on excesses of gasket glue.

64

mjuk samladbeläggning

hård kalkbeläggning

Fig. 35 Ojämnt försmutsade plattor från 2-stegskopplade abonnentcentraler iMalmö (sekundärsida, tappvarmvattendelen).

Example of an unevenly scaled plate of a 2-stage consumer substation inMalmö (secondary side, domestic hot water preparation).

65

Fig. 36 Kraftigt igenkalkad platta från en 2-stegskopplad abonnentcentral i Malmö(sekundärsida, tappvarmvattendelen).

Example of a heavily scaled plate of a 2-stage consumer substation inMalmö (secondary side, domestic hot water preparation).

66

9 Försmutsningsförebyggande åtgärder

I detta avsnitt skall vi diskutera ett antal försmutsningsförebyggande åtgärder.Avsikten är dels att ge en överblick av vilka möjligheter som finns, dels att ge en merdetaljerad diskussion av några åtgärder som den teoretiska och experimentella under-sökningen i föreliggande arbete ger anledning att fokusera särskilt.

Denna uppläggning innebär att vi kommer att göra diskussionen av andra åt-gärder som är välkända inom fjärrvärmebranschen relativt kortfattad.

Vattenkemi i fjärrvärme- och radiatorsystem

När det gäller försmutsning av primärsidan av värmeväxlare i abonnentcentraler,liksom sekundärsidan i radiatorvärmeväxlare, är det givetvis viktigt att minimera in-läckage i systemen av orenheter i form av syre, hårdhetsbildare mm.

I fjärrvärmenät är en huvudkälla till sämre vattenkemi läckage i varmvatten-beredare. Erfarenheten har visat att åtminstone några typer av tubvärmeväxlare medkopparslingor i högre grad än plattvärmeväxlare läcker. Orsaken kan t ex vara erosioni samband med kalkutfällningar på sekundärsidan eller närvaro av marmoraggressivkolsyra i dricksvattnet.

Då radiatorsystem normalt fylls upp med obehandlat vatten från ledningsnätet,bör man begränsa spädvattenmängderna. Kontinuerlig påfyllnad för att kompenseraför eventuellt läckage bör inte förekomma.

Inom traditionell fjärrvärmeteknik har värmeverken i relativt liten grad haftinflytande på kundernas sekundärsystem, inklusive radiatorvattnets kemi. F n finnsdock en tendens att värmeverken i allt större utsträckning tar hand om kundanlägg-ningarna, t ex inom ramen för serviceavtal. Det finns anledning att undersöka, omdetta kan utnyttjas för att höja kvaliteten på radiatorvatten, så att försmutsning avradiatorvärmeväxlarnas sekundärsida kan minskas.

Ett sätt att förverkliga detta kan vara, att värmeverket introducerar olika sortersutrustning för behandling av sekundärsidans vatten. Självfallet får sådan utrustninginte bli för dyr. Man kunde t ex överväga om det är möjligt att med hjälp av värmefrån fjärrvärmesidan utföra enklare avgasning av radiatorvattnet, som komplementtill den mekaniska avluftning som idag är rätt vanlig i abonnentcentralerna. En annanmöjlighet kunde vara att installera utrustning som reglerar in pH för radiatorvattentill nivån 9 - 10, som är vanlig för fjärrvärmevatten.

pH-justering framstår som rätt angelägen, bl a i ljuset av de tidigare (i avsnitt 4)citerade undersökningarna som pekar på att magnetit har mindre tendens att fastna påvärmeöverföringsytor i basiskt vatten, jämfört med neutralt vatten.

En annan strategi kunde vara att värmeverket ser till att all dosering av vatten iradiatorsystem sker med fjärrvärmevatten. Rent tekniskt borde detta vara denidealiska lösningen, men den innebär organisatoriska problem, då värmeverket fårsämre kontroll av vattenförlusterna i nätet. Man kan överväga om det går att mätavattenleveranser från fjärrvärmenätet till sekundärsystemen på ett enkelt sätt.

67

Det som vi hitintills diskuterat i detta avsnitt har karaktären av att angripavärmeväxlarförsmutsning vid källan. Därutöver kan man genom att använda filter avolika slag ta bort magnetitpartiklar mm. Hitintills har man främst inriktat sig på att tabort grövre partiklar. Både på primär- och sekundärsidan kan man överväga att höjaambitionsnivån därvidlag, då partiklar är skadliga på andra sätt än genom att de kanavlagras på värmeöverföringsytor. Ett annat problem är, att de medför förslitning avstyrventiler på primärsidan och radiatorventiler mm på sekundärsidan.

Läckage i styrventiler är i sin tur en av huvudorsakerna till kalkutfällnings-problem i varmvattenberedare, då läckaget kan medföra kraftig övervärmning i varm-vattenberedaren, när det inte pågår tappningar. Nedan (avsnitt: Val av kopplingsvar-iant) kommer vi närmare in på frågan av ventilläckage.

Dricksvattnets kemi

Av tradition har fjärrvärmebranschen endast i begränsad grad ställt krav påkemin hos det dricksvatten som tillförs varmvattenberedarna. Man har ansett attansvaret för dricksvattnets kemiska sammansättning mm ligger hos vattenverken.Enligt vår uppfattning finns det anledning för fjärrvärmebranschen att omprövadenna inställning.

Den vanliga beteckningen: "dricksvatten" är symptomatisk för synen på detkallvatten som i vattenledningsnäten leds ut till fastigheterna. När systemen tillkomför mer än 100 år sedan var användning av kallvattnet som livsmedel det primära.Redan för 1 - 2 generationer sedan hade emellertid kontinuerlig varmvattenberedningi fastigheterna kommit att bli en självklarhet.

Tillsammans med fastighetsägarna har värmeverken ett klart intresse av attdricksvattnet inte håller för låg pH eller innehåller marmoraggressiv kolsyra som kanleda till korrosion i varmvattenberedare och fastighetsinterna distributionssystem.Även vattenverksbranschen tar i allt större utsträckning ansvar för att dricksvattnetinte skall verka korrosivt.

På många punkter har de olika involverade branscherna därför intressen som gåri samma riktning när det gäller dricksvattnets kemi. Det praktiska problemet liggerdärför främst i att åstadkomma en aktiv samverkan över branschgränserna och mellanmånga olika myndigheter, verk, branschorganisationer mm.

När det gäller frågan om eventuell nedsättning av hårdheten på dricksvatten somger kalkutfällningar i varmvattenberedare mm, är saken tekniskt sett mer komplicerat.Ser man enbart till varmvattenberedarna, kan en allmän och radikal sänkning avdricksvattnets hårdhet framstå som den enkla lösningen på problemet. Tyvärr låterdetta sig knappast genomföra inom rimlig tid, i synnerhet inte om en rad angelägnahänsyn måste tas i sammanhanget.

Ett argument mot en allmän sänkning av dricksvattens hårdhet är, att hårtdricksvatten förefaller minska risken för hjärt-kärl-sjukdomar.

I avsnitt 3 har vi varit inne på synpunkter på central hårdhetssänkning ivattenverk och omtalade bl a pågående pilotförsök med detta vid VAV-verket iMalmö. Tendensen inom vattenverksbranschen går trots allt mot att undvika hårtdricksvatten, även om man inte avser åstadkomma kraftiga sänkningar av hårdheten.

68

Av den tidigare diskussionen framgår, att det inte heller är säkert att något sådantbehövs för att kraftigt reducera kalkutfällningen i varmvattenberedare.

I den mån hårdhetsnedsättning görs lokalt i fastigheterna och enbart på detvatten som går till varmvattenberedningen, är det möjligt att gå längre med hård-hetsnedsättningen. Även detta är dock inte oproblematiskt, då det finns anledning attanta att många enklare mjukvattenfilter ger upphov till korrosionsproblem som bidrartill höga kopparhalter i avsloppsslam. Det är välkänt, att man efter mjukvattenfiltermåste blanda in obehandlat vatten, så att hårdheten blir t ex 4ºdH. I många fallslarvas med detta, så att vattnet blir för mjukt. Ett annat problem med lokalavhärdning är, att den enkla jonbytaren som det i regel är frågan om, normalt intekompletteras med justering av pH och alkalinitet. Då man vid hårdhetsnedsättningenkan kombinera dessa åtgärder, är detta ett argument för att undvika lokalaanläggningar i fastigheterna.

Lokala anläggningar för hårdhetsnedsättningar är förbjudna i Danmark, utom förs k "tekniskt bruk", dit varmvattenberedning för hushåll inte räknas. I Tysklandförefaller lokal hårdhetsnedsättning däremot vara tillåten.

En differentierad strategi för hårdhetsnedsättning, som tar hänsyn till ett flertalrelevanta argument, kunde i korthet se ut så här:

- Där råvattnet är hårt, genomför vattenverken en begränsad och gradvisnedsättning av hårdheten, främst genom att sänka Ca-jonkoncentrationen, inte Mg-jonkoncentrationen.

- Lokala anläggningar för hårdhetsnedsättning i fastigheter utnyttjas på ettdifferentierat sätt. Detta innebär bl a att hårdhetsnedsättningen begränsas till dendel av ledningsvattnet som går till varmvatten och till tvättmaskiner, medankallvatten för matlagning mm inte behandlas.

- Tekniker för lokal hårdhetsnedsättning förfinas och utvecklas. Relativtpåkostade anläggningar används i specialfall, t ex i sjukhus. Automatisk reglering avpH, alkalinitet och hårdhet utvecklas, t ex genom utnyttjande av den senasteutvecklingen inom tekniken för jonselektiva elektroder.

Val av systemtemperaturer

Vi har tidigare konstaterat att högre temperatur klart ökar tendensen till kalk-utfällning, att temperaturens inflytande på partikelförsmutsning är relativt svag, ochatt ljumma temperaturer främjar tillväxten av Legionella.

Vi har även konstaterat att det vid val av varmvattentemperatur finns ettdilemma, ifall dricksvattnet är hårt.

Pågående strävanden inom fjärrvärmebranschen att sänka framlednings-temperaturer minskar tendensen till kalkutfällning, men i kombination med höjdavarmvattentemperaturer ökar kraven på effektivitet i värmeövergången för varm-vattenberedning.

Samtidiga krav på att undvika kalkutfällning och Legionella-tillväxt kan tala föratt begränsa variationer i primär framledningstemperatur över året, kanske så attsommartemperaturen är 70ºC och dimensionerande framledningstemperatur är 90ºC.

69

Val av kopplingsvariant

Inom svensk fjärrvärmeteknik är det välkänt att 2-stegskopplingen (fig. 37) ärmindre känslig för kalkutfällning än 3-stegskopplingen (fig. 38). Skälet är, att i densenare går hela primärflödet genom eftervärmaren, även vid små eller inga varm-vattentappningar. Därvid blir yttemperaturen på sekundärsidan i eftervärmaren hög. I2-stegskopplingen anpassas däremot primärflödet till eftervärmaren efter flödes-variationerna på sekundärsidan.

Fig. 37 Tvåstegskoppling.

Two-stage consumer substation.

Fig. 38 Trestegskoppling.

Three-stage consumer substation.

I mindre abonnentcentraler används ibland dubbelvärmeväxling med radiator-kretsen inskjuten mellan fjärrvärmenätet och varmvattenkretsen (fig. 39). För givenvarmvattentemperatur fordrar denna lösning högre primär framledningstemperatur. Åandra sidan är det med en sådan lösning lätt att förhindra höga yttemperaturer i varm-vattenberedaren, även vid hög primär framledningstemperatur. Därvid minskar äventendensen till kalkutfällning.

70

Dubbelvärmeväxling

Fig. 39 Dubbelvärmeväxling.

Double heat exchange consumer substation.

I kopplingar med varmvattenförråd som laddas med värme från en yttreladdningskrets (fig. 40) har sättet att koppla in eventuell varmvattencirkulation(VVC) stor betydelse för yttemperaturen i värmeväxlaren, och därmed för tendensentill kalkutfällning. Kopplas VVC in i toppen av förrådet (alternativ A), måste dettaladdas med en högre temperatur än utgående varmvattentemperatur, för att VVC-förlusten skall kompenseras. Detta kan undvikas, om man istället (alternativ B)kopplar in VVC på kallvattenledningen till laddningsväxlaren. Å andra sidan blir dåprimärvattnets avkylning sämre.

Förråd med laddningsväxlare.VVC enligt alternativ A eller B

A

B

VVC

Fig. 40 Förråd med laddningsväxlare. VVC enligt alternativ A eller B.

Hot water storage tank with external heat exchanger for charging. Hotwater recirculation according to two alternatives, A and B.

Ifall tesen om att höga tryckfall och höga strömningshastigheter minskar riskenför kalkutfällning är riktig, borde lösningen med förråd och laddningsväxlare ha enpotential att effektivt minska risken för kalkutfällning. Värmeväxlaren ochladdningsflödet kan väljas så att tryckfallet på sekundärsidan blir högt vid laddning. Igenomströmningsberedare kan man visserligen dimensionera för höga tryckfall vidmaximal tappning, men vid vanliga flöden blir tryckfallet lägre. Sådana driftfallundviker man i laddningsväxlaren.

I abonnentcentraler där laddningsväxlaren inte förses med VVC-vatten, kan enläckande styrventil på primärsidan leda till kraftig övervärmning av laddnings-

71

växlaren utanför perioder med laddningsflöde. När laddningen åter påbörjas, äryttemperaturen i värmeväxlaren till en början hög, med risk för kalkutfällning i hårtvarmvatten. För att möta denna risk kan man utrusta centralen med en extra ventil påprimärsidan och en automatik som stänger denna ventil i händelse av för högtemperatur på sekundärsidan.

I fjärrvärmenät där den primära framledningstemperaturen permanent eller tidvisär hög, kan man överväga olika typer av lösningar där man tar ned temperaturen påprimärsidan, innan framledningsvatten går in i värmeväxlare för varmvatten-beredning. Detta kan vara särskilt aktuellt i östeuropeiska fjärrvärmenät, där fram-ledningstemperaturen ibland väsentligt överstiger 120ºC.

Ett sätt att ta ned framledningstemperaturen är att ha en recirkulation påprimärsidan (fig. 41).

Fig. 41 Recirkulation på primärsidan.

Primary side recirculation.

En annan möjlighet (fig. 42), som t ex tillämpats i Ungern, är att använda enkopplingsvariant där varmvattenkretsen på primärsidan ligger efter radiatorkretsen,och där båda kretsar på primärsidan förses med 3-vägsventiler, för reglering avutgående sekundärtemperaturer vid olika primär framledningstemperatur och olikasekundära värmebehov.

Fig. 42 Seriekoppling med by-pass på primärsidan av östeuropeisk typ.

East-European type connection scheme with primary side by-passes.

Dessa båda metoder är termodynamiskt mindre gynnsamma, då de leder till högareturtemperaturer på primärsidan.

72

Läckande styrventiler är en vanlig orsak till kalkutfällning i varmvattenberedare.Problemet är särskilt aktuellt i abonnentcentraler, där skållningsskydd åstadkommesmed en 3-vägsventil i tappvattenkretsen. Fig. 43 visar olika lösningar för varmvatten-kretsen i 2-stegskopplingen, återgivna i olika upplagor av VärmeverksföreningensTekniska Bestämmelser för Leverans av Fjärrvärme (avseende större abonnentcentra-ler).

När man har en 3-vägsventil på sekundärsidan, kommer denna vid tillräckligtstort läckage på primärsidan och tillräckligt liten värmeförbrukning på sekundär-sidan, särskilt när det inte pågår tappningar, att stänga till för flöde från vatten-värmaren. Självförstärkande förlopp med kraftig övervärmning och kalkutfällning ieftervärmen kan bli följden.

Även i den senaste varianten utan 3-vägsventil kan man få övervärmning, meninte lika mycket, beroende på hur stor VVC-slingans värmebehov är. Skållnings-skyddet torde dock vara sämre än i äldre varianter.

Fig. 44 visar ett försök till en innovativ lösning på det kombinerade kalk-utfällnings- och skållningsproblemet. Den bygger på att såväl värmningen av tapp-varmvatten som värmningen av radiatorvatten sker i 2 steg. För- och eftervärmarnatecknas FT / ET respektive FR / ER. Från det avkylda primärvattnet mellan FR ochER tar man ut en gren G före inblandning av vatten i primärvatten P till FT, så attprimärtemperaturen kan sänkas före inträdet i FT. Blandningsförhållandet mellan Poch G kan regleras med en 3-vägsventil. Denna ventil kan förses med en automatiksom öppnar för inblandningen av vatten i G, ifall temperaturen på vattnet P överstigeren inställd gränstemperatur (t ex 90 ºC). 3-vägsventilen kan eventuellt utföras som en2-lägesventil.

Uppdelningen av radiatorkretsen på 2 värmeväxlare och införandet av en 3-vägsventil på primärsidan utgör givetvis komplikationer. Å andra sidan kan mannotera, att man med denna lösning får ett skållningskydd utan att använda 3-vägsventil på sekundärsidan, som därvid blir enkel.

Ett enkelt sätt att förebygga kalkutfällning och skållningsrisk är att ha någonform av larmfunktion på varmvattentemperaturen. Larmet kan eventuellt kopplas tillett fjärrkommunikationssystem, så att varmvattentemperaturen i fastigheterna kanövervakas från fjärrvärmesystemets kontrollrum. I förlängningen kan man även tänkasig sådan larmfunktion kompletterad med direkt övervakning av värmeväxlaresförsmutsningsgrad, utifrån temperaturer och flöden registrerade i abonnentcentral-erna.

Företaget Cetetherm har lanserat en lösning "Ceteprotect", härstammande frånTyskland, vilken syftar till att åstadkomma effektiv avdödning av Legionella i abon-nentcentralen. I en särskild reaktionstank ser man till att allt tappvarmvatten under enviss tid magasineras vid minst 70 ºC.

Denna relativt höga temperatur ställer vid tillämpning på platser med hårtdricksvatten frågan om kalkutfällningar på sin spets. Vid installation i t ex sjukhus

73

Fig. 43 Olika lösningar för varmvattenkretsen i 2-stegskopplingen.

Older and newer recommended diagrams of substations, according to theSwedish District Heating Association.

74

E R

F R

P

E T

F T

G

Fig. 44 Koppling med två-stegs värmning i både radiator- och varmvattenkrets.

Connection scheme with two-stage heating of both space heating circuitwater and domestic hot water.

borde det dock finnas resurser att kombinera denna speciella lösning med enavancerad anläggning för vattenbehandling med hårdhetsnedsättning, nedsättning avalkalinitet och pH-justering.

Val av värmeväxlare

Såsom vi tidigare konstaterat, minskar asymptotisk försmutsning med ökadströmningshastighet ganska entydigt vid partikelavlagring. I fallet kalkutfällning före-faller samma typ av tendens finnas, åtminstone över en viss kritisk strömningshastig-het.

Accepterar man detta konstaterande, leds man fram till att värmeväxlare bör haså små genomströmningsareor som möjligt, dvs tryckfallen skall vara så stora sommöjligt. Givetvis begränsas möjliga tryckfall av andra hänsyn, t ex risk för buller ochkrav om tillräcklig ventilauktoritet på primärsidan. Vad beträffar varmvattenvärmaressekundärsida, borde man överväga mer frekvent bruk av tryckhöjningspumpar ikombination med val av värmeväxlare med högre sekundärt tryckfall.

Vid risk för kalkutfällning i varmvattenberedare kan man även överväga val avasymmetriska värmeväxlare för högre tryckfall på sekundärsidan. Kalkutfällningenborde minska, dels på grund av den ökade turbulensen i sig (större avnötning mm),dels på grund av lägre sekundär yttemperatur sammanhängande med störrevärmeövergångstal på sekundärsidan. Några tillverkare av plattvärmeväxlare till-handahåller växlare där asymmetrin åstadkommes genom variationer i pressmönstretoch, så att strömningsmotståndet blir större i varannan kanal.

Tendensen till lokal stagnation i strömningen över en platta kan minskas genomatt förse pressmönstret med ett fördelningsmönster mellan portarna och den egentligavärmeöverföringsytan. Denna sofistifikation har på senare år blivit vanlig för pack-

75

ningsförsedda växlare, om man bortser från små dimensioner. Fördelningsytor tycksemellertid inte vara vanliga i fallet lödda värmeväxlare. Man kan därför fråga sig omlödda växlare på denna punkt är sämre.

Varmvattenreglering och VVC

Dålig varmvattenreglering är säkert en medverkande orsak till många fall avkalkutfällning i värmeväxlare. Många regleringar av styrventiler är långsamma ochhar för litet reglerområde. Framkomsten av de små, hellödda värmeväxlarna ställdedetta problem på sin spets.

För långsam reglering medför bl a att fjärrvärmeflödet inte minskar tillräckligtsnabbt vid slutet av en varmvattentappning, varvid ytan övervärms. Detta innebär attett överskott av värmeeffekt avsätts på sekundärsidan. Dessutom medför kombi-nationen av stor primär och liten sekundär strömningshastighet en förhöjning av yt-temperaturen på sekundärsidan, p g a högre värmeövergångstal på primärsidan.

Ett annat problem som ibland uppträder, är pendlingar i varmvattentemperaturen.Orsaken kan vara för litet reglerområde, ventilhysteresis eller en olämplig kombina-tion av parametrar som gör den återkopplade reglerkretsen instabil.

Utvecklingen inom ventiltekniken har på senare år gått mot snabbare reglering.Fortfarande kan tappvattenregleringen dock i allmänhet inte säkert sägas uppfylla allakrav på snabbhet och stabilitet.

En intressant utveckling har varit att den traditionella återkopplade termostatiskaregleringen i några reglertekniska lösningar har kombinerats med olika typer av fram-koppling, där variationer i tappvattenflödet direkt påverkar primärflödet, så att dettaminskar snabbt vid tappvattenslut. Flera danska tillverkare har lanserat olika sådanakoncept och erbjuder numera 5 års garanti mot kalkutfällning i beredare för småhus.

En byggnadskategori som kan vara särskilt värt att beakta i det fortsattautvecklingsarbetet inom detta område, är mindre flerbostadshus. Sammanlagrings-effekten är mindre än i stora fastigheter, och det uppträder ofta långa drifttider medflöden som är en bråkdel, kanske någon procent, av det dimensionerande tappvatten-behovet.

Ett sätt att säkra en undre gräns på värmebehovet för tappvarmvatten och enundre gräns för sekundärflödet genom varmvattenberedaren, är att se till att det finnsvarmvattencirkulation. Dessutom ökar VVC värmeövergångstalet på sekundärsidan,vilket sänker sekundärsidans yttemperatur. Även i fastigheter utan VVC-ledningarkan man säkra ett minimiflöde genom beredaren genom att låta en del av flödet efterväxlaren recirkulera, s k "falsk VVC".

Tendensen att asymptotisk kalkförsmutsning minskar med stor strömnings-hastighet kan tala för att välja ett högt VVC-flöde. Risken för erosionsskador ikopparrör måste då beaktas. Det är tänkbart att man i några fall med plattvärme-växlare kan få en optimal lösning med liten erosionsrisk och låg asymptotisk för-smutsning genom att kombinera normal VVC med en överlagrad recirkulation vidväxlaren.

76

Materialval

Frågan om materialvalets betydelse för tendensen till värmeväxlarförsmutsninghar i denna studie inte studerats tillräckligt för att ge frågan en mera ingåendebehandling. Det förefaller sannolikt, att nya materialtekniska lösningar, t ex belägg-ningar på värmeöverföringsytor, kan minska försmutsningsbenägenheten.

Givetvis är det viktigt att välja sådant material att korrosion undviks. Sedan längeär det praxis att i plattvärmeväxlare för fjärrvärme använda syrafast rostfritt material,varvid allmän korrosion normalt undviks.

I en omfattande tysk studie över kalkutfällning [24] på en stor mängd materialvisade det sig att materialvalet hade förvånansvärt liten betydelse.

Inom livsmedelsindustrin är det av stor vikt att olika apparater, bl a värme-växlare, är utförda i material som i så liten utsträckning som möjligt ger upphov tillatt smuts fastnar och att mikroorganismer förökar sig på ytan. Syrafast rostfritt ochglas är standardmaterial inom livsmedelsindustrin. Nyare undersökningar [47] harvisat att olika typer av bakterier har olika benägenhet att fastna på hydrofoba(vattenavvisande) respektive hydrofila ytor. Det är möjligt att resultat inom dennaforskning så småningom kan komma till nytta vid val av material för varmvatten-beredare.

Redan nu kunde man överväga, om man vid val av ytfinish för varmvatten-beredare borde välja den högre standarden som blivit praxis inom livsmedels-industrin. Innan ett sådant eventuellt beslut fattas, måste det visas att man därmedverkligen erhåller en försmutsningförebyggande effekt som kan motivera den högrekostnaden.

Det är allmänt bekant att koppar har en bakteriedämpande (baktericid) verkan.Hellödda plattvärmeväxlare med kopparlod har därför möjligen på denna punkt ettförsteg framför packningsförsedda växlare.

Den potentiella mikrobiella tillväxten på packningar i plattvärmeväxlare hartidigare påtalats. Boverkets Nybyggnadsregler [4] och Tekniska Bestämmelser [1]från Värmeverksföreningen täcker i princip denna fråga, men det finns ett behov aven uppföljning med mera konkreta detaljanvisningar. Ett sätt kunde vara attlagstiftaren och enskilda värmeverk fordrar att tillverkaren visar att användapackningsmaterial inte främjar mikrobiell tillväxt, t ex genom prov liknande de somBritish Standard [35] föreskriver.

Värmeverk som i sina nät har äldre, packningsförsedda plattvärmeväxlare kansannolikt minska risken för Legionella-tillväxt genom att byta ut gamla packningarmot nya EPDM-packningar, t ex i samband med värmeväxlarrengöring.

Magnetisk och elektrisk vattenbehandling mm

Olika typer av magnetisk, elektrisk och liknande vattenbehandlande utrustningmarknadsförs som kalkutfällningsförebyggande apparater. Uppfattningen om deraseffektivitet går mycket isär.

77

En tysk handbok [49] om VVS-teknik säger till exempel att: "... ZahlreicheUntersuchungen haben jedoch ergeben, dass diese sog. "physikalischen Verfahren"keine Wirkung haben."

Sannolikt är detta uttalande för kategoriskt. Ingående danska undersökningar[28], [50], [51] har påvisat en klar effekt i vissa fall av vattenbehandling medmagnetiska apparater. Effekten är dock lynnig och förefaller bl a bero på halten ochsammansättningen av partiklar i vattnet. I några fall tycktes effekten av en apparat vidlaboratorieförsök egentligen inte härröra magnetfältet, utan mer på det tryckfall somapparaten förorsakar i vattenflödet, sannolikt i samband med kavitation. Å andrasidan verkade magnetfältet i andra fall ha en verkan. Det finns ett flertal tänkbaraförklaringar till att magnetfält kan inverka på kalkutfällningen. En av dessaförklaringar bygger på Lorenz-effekten, dvs. att det verkar krafter på elektrisktladdade partiklar som rör sig i ett magnetfält.

78

10 Referenser

[1] Värmeverksföreningen: Tekniska bestämmelser för leverans av fjärrvärme.Stockholm 1992.

[2] Cross, P.H.: Preventing fouling in plate heat exchangers.Chemical Engineering, jan. 1979, p. 87-90.

[3] Matsson, E.: Tappvattensystem av kopparmaterial.Svensk Byggtjänst, Stockholm 1990.

[4] Frederiksen, S.: Lågtemperatur grogrund för legionella.VVS-Forum, dec. 1990, p. 90-92.

[5] Boverket: Byggregler 94.Boverkets skrift BFS 1993:57.

[6] Peterson, F.: Försmutsning av värmeväxlare för varmvattenberedning.Tekniska meddelanden nr. 121, 123 och 125 från inst. för uppvärmnings- och ventilationsteknik, KTH, Stockholm 1978.

[7] Svenska Vatten- och Avloppsverksföreningen: Vattenbeskaffenhet 1989.Stockholm 1991.

[8] Personlig referens till ett antal svenska värmeverk och bostadsrättsföreningar.

[9] Cronholm, L.-Å.: Projekt om värmeväxlarrenovering(VÄRMEFORSK-projekt, publicering väntas inom kort)Fjärrvärmeutveckling AB, Nyköping.

[10] Personlig referens till "Projekt Fjärrvärme 90" vid Malmö Energi.

[11] Taborek, J., Aoki, T., Ritter, R.B., Palen, J.W. & Knudsen, J.G.:Heat Transfer, Part 1: Fouling, the Major Unresolved Problem in Heat Transfer. Part 2: Predictive Methods for Fouling Behaviour.Chemical Engineering Progress, February 1972, p. 59-67 (part 1) and July 1972, p. 69-78 (part 2).

[12] Personlig referens till Århus Kommunale Værker, Danmark.

[13] Dansk Ingeniørforening: Norm for vandinstallationer. Dansk Standard DS 439, 2. udgave 1989.

Teknisk Forlag, København.

[14] Ovesen, K., Schmidt-Jørgensen, F. & Bagh, L.: Bakterievækst i varmtvandssystemer, forsøg i praksis.Rapport 235, Statens Byggeforskningsinstitut, Hørsholm 1994.

79

[15] Brock, T.D. (Ed.): Thermophile Microorganisms and Life at High Temperatures.Springer-Verlag 1978.

[16] Verein Deutscher Ingenieure: Vermeidung von Schäden durch Steinbildung in Wassererwärmungs- und Warmwasserheizungs-Anlagen".VDI-Richlinie 2035 (Entwurf), April 1991.

[17] Brink, H., Slaats, N. & Eekhout, J.v.: Advanced methods to predict scaling in drinking water systems.Informationsblad från KIWA N.V. Research and Consultancy, Holland.

[18] Szewzyk, R. & Stenström, T.A.: Kartläggning av förekomsten av Legionella i svenska vattensystem.Publikation R9:1993 från Byggforskningsrådet, Stockholm.

[19] Börner: Verkeimung selbst in Durchfluss-Erwärmern.Föredragsreferat i Sänitär- und Heizungstechnik, Nr. 2, 1989, p. 82 + 85.

[20] Personlig referens till olika värmeverk och tillverkare av plattvärmeväxlare.

[21] Enander, L. & Berghult, B.: Alkalinitetshöjning som korrosionsskydd i dricksvattenledningar.Vatten, nr. 1, 1994, p. 7-19.

[22] Johansson, E.L., Hedberg, T. & Berghult, B.: Invänding korrosion av kopparledningar för dricksvattendistribution.Vatten, nr. 2. 1994, p. 103-111.

[23] Schock, M.R.: Internal Corrosion and Deposition Control, kap. 17 iPontius, F.: Water Quality and Treatment, 4. Ed.McGraw-Hill Inc., 1990.

[24] Rudert, M. & Müller, G.: Experimentelle Untersuchungen über den Einfluss wichtiger Parameter (Hydrochemie, Temperatur, Versuchsanordnung, Aufwuchs-Unterlage) auf die Bildung technischer Carbonat-Inkrustationen ("Kesselstein").Chemiker-Zeitung, Nr. 5, 1982, p. 191-209.

[25] Personlig referens till Malmö Vatten- och Avloppsverk.

[26] Sheikoleslami, R. & Watkinson, A.P.: Scaling of Plain and Externally Finned Heat Exchanger Tubes.Journal of Heat Transfer, Febr. 1986, p.147-152.

[27] Bott, T.R.: Crystallisation Fouling - Basic Science and Models. Kapitel i:Somerscales, E.F.C. & Knudsen, J.G. Fouling in Heat Transfer Equipment.Hemisphere Publ. Corp., 1981.

80

[28] Stumper, R.: Die Physikalische Chemie der Kesselsteinbildung und ihrer Verhütung.Sammlung chemischer und chemisch-technischer Vorträge,Neue Volge Heft 3, Verlag von Ferdinand Enke in Stuttgart, 1930.

[29] Lindegaard-Andersen, A.: Elimination af kalkbelægninger ved fysisk vandbehandling - med eller uden magnetfelt.Skriftlig dokumentation av föredrag 10.3.1991 i Dansk Vandteknisk Forening.Laboratoriet for Teknisk Fysik, Danmarks Tekniske Højskole.

[30] Müller-Steinhagen, H. & Reif, F.: Thermische und Hydrodynamische Einflüsse auf die Ablagerung suspendierter Partikeln an beheizen Flächen.Forschungsberichte VDI, Reihe 19, Nr. 40. Düsseldorf 1990.

[31] Olivera, R., Melo, L. & Pinheiro, J.D.: Fouling by Aqueous Suspensions of Magnetite Particles - the Effect of pH and Ionic Strength.Keffer, J.F., Shah, R.K. & Ganic, E.N. (editors): Experimental Heat Transfer, Fluid Mechnics, and Thermodynamics.Elsevier Science Publishing Co., Inc. 1991.

[32] Personlig referens till:Centralkommunernes Transmissionsselskab I/S (CTR) ochVestegnens Kraftvarmeselskab I/S (VEKS), båda i Köpenhamn.

[33] Artikel i Sydsvenska Dagbladet, 23.9.1994.

[34] Rowbotham, T.J.: Isolation of Legionella pneumophila from clinical specimens via amoebae, and the interaction of those and other isolates with amoebae.Journal of Clinical Pathology, 24 March 1993, p. 978-986.

[35] Colbourne, J.S., Smith, M.G., Fisher-Hoch & Harper, D.: Water Fittings as Sources of Legionella pneumophila in a Hospital Plumbing System.The Lancet, Jan. 28, 1984, p. 210-213.

[36] British Standard 6920: Suitability of non-metallic products for use in contact with water intended for human consumption with regard to their effect on the quality of the water.British Standards Institution, 1990.

[37] Krongaard Kristensen, K. & Samsøe-Schmidt: Mikrobielle problemer i varmtvandssystemet.Dansk Veterinærtidskrift, nr. 15, 1988, p. 786-797.

[38] Atterholm, I., Ganrot-Norlin, K., Hallberg, T. & Ringerz, O.: Unexplained Acute Fever after a Hot Bath.The Lancet, October 1, 1977, p. 684-686.

81

[39] Kern, D.Q. & Seaton, R.A.: A Theoretical Analysis of Thermal Surface Fouling.British Chemical Eng., No. 5, 1959, p. 258-262.

[40] Hasson, D., Avriel, M., Resnick, W., Rozenman, T. & Winreich, S.:Mechanism of Calcium Carbonate Scale Deposition on Heat-TransferSurfaces.I. & E C Fundamentals, No. 1, Febr. 1968, p. 59-65.

[41] Novak, L.: Comparison of the Rhine River and Öresund Sea Water Fouling and Its Removal by Clorination.Journal of Heat Transfer, 1982, p. 663-670.

[42] Watkinson, A.P., Louis, L. & Brent, R.: Scaling of Enhanced Heat Exchanger Tubes.The Canadian Journal of Chemical Engineering, October, 1974, p. 558-562.

[43] Watkinson, A.P. & Martinez, O.: Scaling of Heat Exchanger Tubes by Calcium Carbonate.Transactions of the ASME, November 1975, p. 504-508.

[44] Cooper, A., Suitor, J.W. & Usher, J.D.: Cooling Water Fouling in Plate Heat Exchangers.Heat Transfer Engineering, No. 3, jan.-mar. 1980, p. 50-55.

[45] Gudmundsson, J.: Particulate Fouling. Kapitel i:Somerscales, E.F.C. & Knudsen, J.G.: Fouling in Heat Transfer Equipment.Hemisphere Publ. Corp., 1981.

[46] Thonon, B., Vidil, R. & Marvillet, C.: Recent Research and Developments in Plate Heat Exchangers.ICHMT - International Symposium on New Developments in Heat Exchangers, 6-9 sept. 1993 in Lisbon, Portugal.

[47] Värmeverksföreningen: Tekniska bestämmelser för leverans av fjärrvärme.Stockholm 1988.

[48] Rönner, U., Husmark, U. & Henriksson, A.: Adhesion of bacillus spores and its relation to hydrophobicity.Journal of Applied Bacteriology, 1990, p. 550-556.

[49] Recknagel, H., Sprenger, E. & Hönmann, W.: Taschenbuch für Heizung und Klimatechnik.64. Aufl. 1988/89, R. Oldenburg Verlag.

[50] Jensen, J.U., Lindegaard-Andersen, A. & Spies, F.: Microparticles in Tap Water and Scale Prevention Water Treatment.

82

[51] Jensen, J.U.: Afhandling for erhvervsforskerprojektet Fysisk Vandbe-handling.Grundfoss A/S og Fysisk Institut, Danmarks Tekniske Højskole, 1993.

[52] Wollerstrand, J.: Parameteridentifiering i en dynamisk modell av genom-strömningsberedare för tappvarmvatten.ISRN LUTMDN/TMVK--3156--SE, licentiatavhandling, 1993.

Publikationer som inte citerats direkt i texten men som utgör ytterligarecentrala referenser:

Om försmutsning och värmeväxlarförsmutsning allmänt:

[53] Epstein, N.: Thinking about Heat Transfer Fouling: A 5 x 5 Matrix.Heat Transfer Engineering, No. 1, jan.-mar. 1983, p. 43-56.

[54] Bohnet, M.: Fouling von Wärmeubertragungsflächen.Chem.-Ing.-Tech., Nr. 1, 1985, p. 24-36.

[55] Somerscales, E.F.C.: Fouling of Heat Transfer Surfaces: An Historical Review.Heat Transfer Engineering, No. 1, 1990, p. 19-36.

[56] Müller-Steinhagen, H.: Verschmutzung von Wärmeübertragungsflächen.Kapitel Oc i:VDI-Wärmeatlas, 6. Auflage 1991.

[57] Helmig, J.: Surface Kinetics in District Heating Systems.Department of Heat and Power Enginering, Lund Institute of Technology& Nordic Council of Ministers,rapport 1993.

Om kalkutfällning och kristallisationsförsmutsning:

[58] Horn, W., Buss, E. & Probst: Neue Aspekte der Kühlwasserpflege imHinblick auf den Einfluss und die Kontrolle der Systemverschmutzungen.VGB Kraftwerkstechnik, Heft 2, 1980, p. 140-145.

[59] Hasson, D.: Precipitation Fouling. Kapitel i:Somerscales, E.F.C. & Knudsen, J.G.: Fouling in Heat Transfer Equipment.Hemisphere Publ. Inc., 1981.

[60] Müller-Steinhagen, H.M. & Branch, C.A.: Comparison of Indices for the Scaling Tendency of Water.The Canadian Journal of Chemical Engineering, December 1988, p. 1005-1007.

83

[61] Lane, R.W.: Control of Scale and Corrosion in Building Water Systems.McGraw-Hill, Inc., 1993.

Om partikelförsmutsning:

[62] Munser, H.: Fernwärmeversorgung.VEB Deutscher Verlag für Grundstoffindustrie, Leipzig, 1979.

[63] Epstein, N.: Particulate Fouling on Heat Transfer Surfaces: Mechanisms and Models. Kapitel i:Somerscales, E.F.C. & Knudsen, J.G.: Fouling in Heat Transfer Equipment.Hemisphere Publ. Inc., 1981.

[64] Müller-Steinhagen, H., Reif, F., Epstein, N. & Watkinson, A.P.: Influence of Operating Conditions on Particulate Fouling.The Canadian Journal of Chemical Engineering, February 1988, p. 42-50.

Om mikrobiell tillväxt:

[65] Thornsberry, C., Barlows, A., Feeley, J. & Jakubowski (editors):Legionella, Proceedings of the 2nd International Symposium.American Society for Micrbiology, Washington, D.C., 1984.

[66] Characklis, W.G. & Marshall, K. (editors): Biofilms.John Wiley & Sons, Inc., 1990.

[67] Brundrett, G.W.: Legionella and Building Services.Butterworth-Heinemann Ltd., 1992.

Delrapport inom föreliggande projekt:

[68] Narfgren, Å.: Abonnentcentraler för fjärrvärme, undersökning av försmutsningsförlopp i värmeväxlarna.Delrapport, inst. för värme- och kraftteknik, Lunds Tekniska Högskola,februari 1993.

84

Bilagor

Paper 5

MAXIMUM AND DESIGN HOT WATER LOADS

IN DISTRICT HEATING SUBSTATIONS

L Arvastson?, S Frederikseny, T I Hoel�, J Holst?

A Holtsberg?, B Svenssony and J Wollerstrandy

? Department of Mathematical StatisticsLund Institute of Technology, Box 118, S-22100 Lund, SwedenPhone: +46 46 2228550; Fax: +46 46 2224623

y Department of Heat and Power EngineeringLund Institute of Technology, Box 118, S-22100 Lund, SwedenPhone: +46 46 2229280; Fax: +46 46 2224717

� Department of Refrigeration and Air ConditioningNorwegian Institute of Technology, N-7034 Trondheim, NorwayPhone: +47 73 593900; Fax: +47 73 593859

September 16, 1997

Abstract:

This paper adresses the question of large hot water loads in district heating substations,on a general basis and in a statistical study of empirical data.

Design hot water loads are needed when selecting sizes for heat exchangers, control valves, ow meters and service pipes for district heating substations. In practice, such loads arebased on national norms and on various design practices. However, it is often claimedthat this leads to oversizing of components, resulting in less than optimal performanceof thermostatic hot water controls and heat meters. Unfortunately, discussions on thismatter are often based on poorly de�ned design philosophies and on loose statisticalconcepts. Therefore, an e�ort is made in the paper to clarify the discussion on thesepoints.

Analyses of series of measurements of hot water loads in a building connected to thedistrict heating network in Malm�o, Sweden, are presented and discussed in the empiricalpart of the paper. It is shown that an extreme value distribution well discribes themaximum hot water loads.

With reference to this study and to other hot water load measurements reported in the lit-erature, a design procedure including primary ow limiters is outlined. It is believed thatthis altogether will contribute towards more rational decisions in design and to trimmingof overall network performance.

Key Words:

Hot water consumption, Extreme value distributions, DH substations, Flow limitation

1

1 Background and Problem Statement

Space heating and hot water production installations in buildings are designed for peakload conditions where the power demand is much higher than during average load condi-tions, cf. e.g. [2]. The design for space heating usually relates to meteorologically ex-treme conditions, which seldomly occur. However, extreme loads may be encounteredduring more normal weather conditions due to night setback. The equipment for hot tapwater production has to be dimensioned according to the assumed peak demand and theaggregated e�ects from the ensemble of inhabitants in the building.

These design situations lead to a treatment of the extreme heating and hot water powerdemand loads. The basis for this part of e.g. the 'Rules for Construction of new Buildings'in Sweden, [2] presented and derived in [7], the Hunter method [8], or the method in[12], is a representation of the total load assuming that it can be described by a normaldistribution. The extreme values are then derived using this distribution. However, theextreme values may be treated irrespective of the load during average conditions, whichleads to a treatment of the randomness of the problem by using extreme value statistics.This approach is taken in this paper and it is shown that an extreme value distributionin fact gives a good description of the empirical data material.

Also in more aggregate situations, like in district heating supply for a larger area, probabi-listically based control strategies using the extreme part of the distribution of the powerdemand, can be used. In [15], a Generalized Predictive Control (cf. [3], [4]) strategy,aiming at controlling the supply temperature in such a way that the ow is close to butbelow a maximum value with a given probability, is discussed.

Section 2 of the paper discusses the design problem in more detail. In section 3 a shortpresentation of extreme value distributions is given, and they are then applied to empiricaldata from a building in Malm�o, Sweden. The application is given in section 4 and showsthat the extremes may be well described by using a distribution of this type. In section5 a control strategy using this knowledge is outlined. A summary is given in section 6.

2 Sizing for tap water load in substations

The heating and hot water production equipment in buildings must be designed for loadvariations, sometimes including the possibility of peaks which are much higher than ataverage load conditions.

Design of space heating systems for unusually cold winter days is a classical problem,which is treated carefully in many national design codes. Here, statistics describing me-teorological variations is transformed into engineering guidelines, taking e.g. the heatstorage capacity of building structures into account. The fact that many years may passbefore a building is exposed to the extreme design conditions in addition creates validationproblems.

However, if the heating system of a building is operated in an intermittent way, in orderto save energy, forced heat-up during morning hours may create peak load conditions,even on days with a mild outside air temperature. Thus, in a substation of a building

2

connected to a district heating (DH) network, the control valve determining the primarycircuit water ow for space heating may very well reach its full-open position on manydays during a heating season.

In DH substations domestic hot water for household tappingmay be provided for, either incon�gurations of equipment that incorporates hot water storage or without such storage,i.e. in con�guration solutions with instantaneous water heaters. In the latter case peakloads may become much bigger than the average load. In smaller buildings such tap waterpeaks may even be several times the design space heat load.

The considerable load range of instantaneous water heaters may be particularly trou-blesome to handle in the design and selection of control valves and ow meters of heatmetering systems. If a big control valve is selected, it may be forced to work continuouslybelow its minimum ow value, typically resulting in undesired on-o� operation. Similarly,if ow meters are selected to cope with big ow rates, they may be forced to operatemost of the time at values in the lower end of the operating range, which will a�ect themeasurement accuracy adversely. Load variations may also pose problems to the selectionof heat exchangers, but for this type of component oversizing may be partly bene�cial inthat it may improve the heat transfer capacity.

Over the years, DH engineers have often claimed that codes and design practices tendto lead to oversizing of equipment for instantaneous water heaters, cf. e.g. [5], [6] or [14]with discussion in [13]. A rational treatment of this question requires that both empiricaldata on loads in buildings and acceptable comfort levels are treated in a statisticallyrigorous way. However, it is only too often, for instance, that peak measurements aregiven without speci�cation of the sample time, (i.e. time interval during which the loadis represented with the mean value). This makes a rational discussion di�cult, since fora given consumption pattern the size of the peaks decreases signi�cantly with a longersample time, cf. �gure 1, showing empirical data from the experimental setup mentionedin section 4.

Most national design codes for sizing of tap water equipment basically seem to be relatedto some kind of acceptance criterion, although the exact criterion is not always statedexplicitly. Typically, the design aim may have been to assure that shortage in hot watersupply should not be expected for more than a certain small fraction (e.g. 0.1%) of alonger operation period, cf. �gure 1.

An important aspect which is frequently overlooked is that design rules must take intoaccount not only conditions in average buildings, but also conditions in buildings whichby chance are occupied by a concentration of people who use more hot water than theaverage person. An average consumer may be justi�ed in expecting that he should notfrequently su�er from hot water shortages because of a misfortune of living in a buildingwhich happens to house a number of high-level consumers. The design technique mustalso take this second level of extremes into consideration by satisfying also the demandto the high-level consumer to a reasonable extent. Of course, there are also buildings inwhich the occupants on the average use less than average amounts of hot water. Thebuilding for which empirical data is given below in section 4 belongs to this category.

Therefore, it seems reasonable to supplement the acceptance criterion with some statisticalbuilding fraction criterion, e.g. by enforcing the acceptance criterion to be met in some

3

10−3

10−2

10−1

102

103

fraction of time

ml/s

Peak load

60m

10m 1m

Figure 1: Flow duration curve, i.e. the picture shows the fraction of time the ow wasabove a certain level in an experiment of the kind mentioned in section 4. Di�erentsampling times over which the ow is integrated give di�erent results however, and in the�gure three curves are plotted, corresponding to 1 minute, 10 minutes and 60 minutessampling time respectively.

reasonably large fraction (e.g. 90%) of all buildings. Such a supplement will allow alsofor the ignorance during design about the hot water demand habits of future inhabitantsin a particular building.

Hence, when it comes to handling variations in heat loads in DH networks, it seems bothpro�table and possible to work out methods for taking actual di�erences in consumptionhabits into account. As will be discussed in section 5 it seems possible to devise practi-cal equipment to realize this and thereby improving the overall performance of the DHnetwork.

3 On the theory for extreme values

Extreme value theory is used e.g. in connection with description of stochastic loads likethose that may occur on a pipe when a�ected by randomly varying temperature, inconnection with reliability of structures like bridges or materials like bundles of �bers, orto describe the wave heights that may occur on the sea to assure that the oil platformsthere in a reasonable way are dimensioned to handle also the largest waves that mayhit them. It is described in the textbook [11], and on a more mathematical basis in themonograph [10].

The theory for extreme values deals in its most basic form with the asymptotic propertiesof the maximum

Mn = max(�1; �2; : : : ; �n)

of the sequence of n independent and identically distributed random variables �i; i =1; : : : ; n as n !1. In addition also dependent sequences and continuous time processesare handled, treating e.g. random waves or e�ects of random loads.

4

An essential result is that the maximum of a sequence may have only one out of threepossible types of distributions. Only the �rst and second type is of interest in connectionwith the extreme hot water loads on the DH net, and both have been used in the empiricalstudy discussed in section 4.

The �rst type is the Gumbel distribution, where the distribution function is

F (x) = exp��e�(x�b)=a

�; �1 < x <1:

with two unknown parameters, the location parameter b and the scale parameter a. Thisdistribution is sometimes called the extreme value distribution. It may be used to describemaxima of sequences from a great number of distributions of the basic variables �i; i =1; : : :, such as normal or exponential. It may be used e.g. to describe the random waveheights mentioned above.

The Weibull distribution is often used in connection with structural mechanics and isgiven by

F (x) = 1� exp��((x� b)=a)k

�; x > b:

Here b is a location parameter, a a scale parameter and k a form parameter (which isa key to its wide applicability). This distribution is the second type of extreme valuedistributions.

The determination of the parameters in the distributions above can be done with a coupleof methods, either by a graphical method using linear regression or with an analyticalmethod giving the Maximum Likelihood estimate. The graphical method is an applicationof a conventional technique to investigate the distribution. The nmeasured extreme valuesare then ranked,

x(1) � � � � � x(n)

and x(j); j = 1; : : : ; n are plotted against

� ln (� ln((j � 0:5)=n)) ; j = 1; : : : ; n;

which in case the x(j) values follow a Gumbel distribution should give a straight line.Linear regression may then be used to �nd the unknown parameters. The covariancematrix of the estimated parameters can be computed from the regression. Since thenumber of datapoints usually is rather small, the con�dence intervals might be ratherlarge. Hence if the aim of the study is to investigate very large values of x, one hasto have reasonably many observations. Estimation of the parameters in the Weibulldistribution may be done with similar techniques.

4 Experimental results

A measurement equipment was installed at Cedergatan 7 in Malm�o. It is described indetail in [6]. The block consists of 22 apartments served by a two stage substation. Thehot tap water consumption is rather low for a building of this size, the reason being thatthere are mainly elderly people living there. Also, the morning peak consumption occurssomewhat later that of an average building.

5

0 10 20 30 40 50 600

50

100

150

200

minutes

ml/s

Hot tap water during one hour

Figure 2: The measurement pattern consists of large peaks of very short durations, mostlyonly a small fraction of a minute. Also, tappings of are clearly visable which are lowerbut last longer, typically from a few minutes up to ten minutes.

The hot tap water consumption was registered during three periods, 94.12.03 { 94.12.15,94.12.24 { 95.01.04, and 95.01.18 { 95.01.30. The measurement pattern consists of largepeaks of very short durations, mostly only a small fraction of a minute. Also, tappingsof are clearly visable which are lower but last longer, typically from a few minutes up toten minutes. A typical one hour registration is seen in �gure 2.

The sample time of the registrations was originally 2 seconds but was integrated to 10 sec-onds before the analysis. The sample time is very in uential indeed when the \maximum ow" is discussed. A series of measurements from this building shows that when goingfrom a sample time of 10 seconds to 1 minute, the maximum measured (integrated) owdecreases 1.2 times, and changing the time resolution from 10 seconds to 1 hour resultsin a decrease of the maximum measured ow with a factor 4.2.

A �rst analysis of maximum ows is aiming at answering the question of how probableare really extreme registrations, the extreme value approach.

The registrations (i.e. 10 seconds integrated registrations) were scanned for the highestone every day. The two extreme value distributions, mentioned in section 3 were tried outas possible ways of describing the maximum ows. In addition, they were also adaptedto a normal distribution in accordance with the proposal in [12] and in the basis for theregulations, cf. [2] and [7]. The results show clearly that the normal and the Weibulldistributions are not very well suited for describing the data. However, �gure 3 seems toindicate that the registered extreme values should follow the Gumbel distribution sincethey form an approximately straight line. The resulting density function is shown in�gure 4. If the parameters in the distribution are as indicated by the �tted line in �gure 3then one may compute e.g. that the probability is 1 % that the maximum ow is largerthan 0.98 one day, or equivalentely that such large a ow registration is found only threeto four days per year on the average.

Also when data are subsampled to 30 seconds and used together with similar registrationsfrom 1989, the resulting plots show that the Gumbel extreme value distribution cannot

6

-2

-1

0

1

2

3

4

5

0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1Max. flow [l/s]

-ln[-l

nF(x

)]

Figure 3: Probability paper for Gumbel's extreme value distribution. Maximum dailymeasurements from Cedergatan 7 in Malm�o.

be rejected.

Measurements of extreme hot water loads in commercial buildings, that are presented andanalyzed in [16] are also shown to be well described by an extreme value distribution ofthis type.

It should be noted that only the highest ows during a given short period (10 seconds) ofthe day are discussed here. By modelling the load process over the whole day, with thesame or a di�erent time basis, a number of other questions can be answered, such as thetotal time the ow is above a certain limit. The latter is part of the \Fraction of TotalTime" (FTT), which is de�ned as

FTT =Time that the ow is larger than a limit

Total time:

This may seem to be a well de�ned criterion to work with. It may be used in connectionwith the ow limitation discussed in section 5. An extended modelling may be needed tomake this criterion fully operative. On the presented modelling basis, essential problemsare connected with the relation between the extreme value distribution and the limitthat's need in the computation of the FTT and with the fact that it does not take thetime basis, i.e. the sample time over which one integrates the ow into account. The�gure 1 illustrates this clearly.

7

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

4

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8 2

Max. flow [l/s]

f(x)

Figure 4: Resulting density function for the estimated Gumbel distribution.

5 Control principles using extreme values

Sketch of a sophisticated ow limiter concept

In several countries, ow limiters have been in operation in DH networks for many years.Most such devises are of a pure mechanical design, typically incorporating a self-actingvalve controlled by pressure di�erential diaphragm. Also some electronic limiters haveappeared in the market, but so far they do not seem to have gained wide acceptance inDH practice.

For a DH company a main attraction with ow limiters is that, provided they are gen-erally installed in all the substations of a network, the limiters will even out temporaryoverall delivery shortages at high network loads. In networks without ow limiters, con-trol systems in substations close to network distribution pumps secure a su�cient DHwater owrate to the particular substation, at the expense of substations connected inthe periphery of the network, since there is no information about the global status ofthe net available to the local controller. Hence, pressure di�erences between supply andreturn lines may drop heavily, followed by a drastic heat supply shortage.

When a DH company prescribes installation of ow limiters as a standard requirement, theheat charge structure may preferably contain a �xed charge component which is relatedto the maximum DH owrate, as given by the setting for the ow limiter. Thus, the�xed charge is related to an actual maximum, rather than to an estimated maximum overwhich endless disputes can be made.

However, the full potential of ow limitation is easier to utilise in substations with a

8

C

TAVASPVA

kg/s

LIMITER

C

C

C

REGULATOR

C

Figure 5: A possible control system con�guration using limiters as part of valve control

storage capacity for hot water, as compared to installations with instantaneous waterheaters. If the ow limit is set high enough to allow for high, short peaks, the limitationbecomes ine�cient in relation to lower load levels of a longer duration. Thus, there is aneed for limitation equipment which does not simply cut at a certain level, a discrimination

should be made which takes into account the duration of the peaks.

To a certain extent such a facility may be possible to achieve with pure mechanical devices.But utilization of electronics and data processing equipment opens up for a number ofattractive re�nements of control concepts with ow limitation.

Figure 5 is a sketch of a system along these lines, where a standard control system isextended to a multivariable con�guration with a limiting facility in order to handle alsosituations with existing or threatening heat shortage. Here, an electronic ow limiterbox, LIMITER, acts multivariably on control valves SPVA and TAVA for space heatingand tap water heating circuits, respectively. The limiter is part of a the controller inthe system but it uses for the limiting action only the supply and return temperaturetogether with the total DH circuit owrate to the substation. In addition to the supplyand return temperatures and the owrate, the outdoor and the resulting temperaturesare measured for the REGULATOR. The owrate is collected from a owmeter, which ina conventional way also transmits the ow signal to a heat metering unit.

The ow signal is �ltered before it is passed on to the ow limiter in order to reduce thein uence of the peaks to a degree which depends on the duration of the peaks, i.e. shorterpeaks may be tolerated by the system and should not have too much in uence on thelimiting action. Hence, the �lter is essentially some kind of low-pass �lter.

In addition to peak cutting in the �lter, the substation control system may perform peakcutting by a function which may be termed \heat borrowing". This means that for shorterperiods of operation the heat supply to the space heating loop may be cut back, for thebene�t of temporary peak supply to the hot water circuit. Such heat borrowing will nor-mally be permissible due to the fact that heat storage capacities of building structures

9

substantially reduce variations in indoor air temperature. To utilise the borrowing func-tion optimally, an algorithm may be built into the limiter which performs a temporaryclosure in the SPVA valve at tap water peaks.

During the heating season, the borrowing function and the peak cutting function builtinto the �lter will work concurrently. In the summer period only the latter facility can bedrawn upon.

The exact characteristics of the �lter should be determined, primarily according to howdi�erent load patterns a�ect the DH network operation. This in turn depends on aggre-gation e�ects from groups of buildings. The probability that peaks from two substationswill coincide is reduced with the duration of the peaks. Thus, allowing peaks to becomehigher if they are of shorter duration is compatible with both statistical consumptionpatterns in buildings, and with DH network characteristics.

A system like the one sketched in �gure 5 may be equipped with a facility which allowsfor adjustment of the actual ow limit to the actual consumption pattern of a certainbuilding. This can be done since the communication between the limiter and the valvesSPVA and TAVA is of a two-way type, i.e. the limiter is continuously given informationabout valve positions (e.g. 70% degree of valve opening), re ecting actual loads in eachof the two circuits.

The selection of the ow limit value could be made either manually or automatically.Automatic adjustments in ow limits should not be made continuously or too frequently,but according to some plan which stipulates how often revisions of ow limit values areacceptable to the DH company.

6 Conclusions

In the paper the extremes of the hot water load in a building has been considered. Thesizing problem has been addressed and a number of principally important considerationsthat a�ects the equipment design have been pointed out. The discussion may be interpre-ted as leading to the conclusion that from the extreme value point of view, the extremevalues may be considered as such.

In an empirical study based on data from a small apartment building in Malm�o, it has beenshown that the extreme values of the hot water load may be described by a extreme valuedistribution of Gumbel type, which in particular means that it is not normal distributed.If this can be validated on a broader bases, it gives a new and more precise possibility toestimate the maximum hot water loads in a variety of building categories and hence toimprove on the design of the DH system as a whole.

In particular it may be used as basis for a controller design, where the included limitingfunction not only is used for peak cutting, but also duration of the peaks into account. Thiscan in a �rst version be related to the extreme values and may in a further developmenttake also a total model of the load, such as given in e.g. [1] and [9] into account, includingits maximum values and the duration of exceedances above given limits. This is howevera subject for further study.

10

Acknowledgement

Parts of this research have been supported by the Nordic Council of Ministers under itsResearch Programme for District Heating. Also the Swedish National Board for Industrialand Technical Development, 88-02060, 94-10844 Sydkraft AB and Malm�o V�arme AB dosupport this reseach activity. This is gratefully acknowledged. Data has been collected incooperation with Malm�o V�arme AB.

References

[1] L. Arvastson and J. Holst. A physically based stochastic model for the power loadon a district heating network. In 5th International Symposium on Automation ofDistrict Heating Systems, Helsinki, Finland, 1995.

[2] Boverket. Nybyggnadsregler, F�oreskrifter och allm�anna r�ad, 1988. Boverketsf�orfattningssamling BFS 1988:18.

[3] D. Clarke, C. Mohtadi, and P. Tu�s. Generalized predictive control { Part I: Thebasic algorithm. Automatica, 23:137{148, 1987.

[4] D. Clarke, C. Mohtadi, and P. Tu�s. Generalized predictive control { Part II: Ex-tensions and interpretations. Automatica, 23:149{160, 1987.

[5] S. Frederiksen and S. Werner. District Heating { Theory, Technology and Function(In Swedish: Fj�arrv�arme { Teori, Teknik och Funktion). Studentlitteratur, Lund,Sweden, 1993.

[6] T. Hoel. Hot water consumption in a building (in Norwegian: Unders�kelse av varmttappevannsforbruk i en boligblokk). Technical report, Department of Refrigerationand Air Conditioning, Norwegian Institute of Technology, Trondheim, Norway, andNordic Council of Ministers, 1995.

[7] S. Holmberg. Flow rates and power requirements in design of water services. PhDthesis, Department of Heating and Ventilation, Royal Institute of Technology, Stock-holm, Sweden, 1987.

[8] International District Heating Association. District heating handbook, 4th edition,1983.

[9] G. Jonsson, A. Holtsberg, and V. Jonsson. A modelling technique for estimationhot tap water consumption in district heating systems. Proc Instn Mech Engrs,208:79{87, 1994.

[10] M. Leadbetter, G. Lindgren, and H. Rootz�en. Extremes and related properties ofrandom sequences and processes. Springer, New York, 1983.

[11] G. Lindgren and I. Rychlik. Reliability and Safety { Statistical methods and tech-niques (in Swedish: Tillf�orlitlighet och S�akerhet { Statistiska metoder och tekniker.Department of Mathematical Statistics, Lund Institute of Technology, Lund, Sweden,1994.

11

[12] A. Liptak, C. Ignacz, and L. Garbai. Ermittlung der f�ur die Dimensionierungma�gebenden Werte des Gebrauchswarmwasserverbrauchs aufgrund von Messungen.Fernw�arme international{FWI, 12:25{29, 1983.

[13] L. Nordell. The probable ow, (in Swedish: Det sannolika �odet). Energi och Milj�o,(1995/4):19{20, 1995.

[14] A. Ottosson. The unbelievable story about a \holy" norm, (in Swedish: Den osan-nolika historien om en "helig" norm). Energi och Milj�o, (1995/1,2):46{48, 1995.

[15] H. S�gaard. Stochastic systems with embedded parameter variations { Applicationsto district heating. PhD thesis, Institute of Mathematical Statistics and OperationsAnalysis, The Technical University of Denmark, Lyngby, Denmark, 1993.

[16] R. Volla. Note 95/03/21, 1995.

12

Paper 6

LUND INSTITUTE OF TECHNOLOGY P.O. Box 118Department of Heat and Power Engineering 221 00 LUND SWEDEN

1

EFFECT OF STATIC MIXER ON THE PERFORMANCE OF COMPACT PLATE HEAT EXCHANGER

OPERATING WITH ZWITTERIONIC TYPE OF DRAG-REDUCING ADDITIVES

Caroline BlaisGuest ResearcherNatural Resources Canada/CANMET

Janusz Wollerstrand, Lic.tech.Department of Heat and Power EngineeringLund Institute of Technology

02/26/96

INTRODUCTION

The main goal of the project presentedin this paper is to investigate the influenceof drag-reducing additives (DRA) dissolvedin circulating hot water on heat transfer incompact plate heat exchangers (CPHE).Furthermore the result of flow disturbance(static mixing) immediately before the PHEon pressure drop and heat transfer would beclarified. The project was conducted at thedepartment of Heat and Power Engineeringof Lund Institute of Technology, Sweden, inco-operation with the Company Akzo No-bel AB which provided a new type DRAfor two different temperature ranges. Adedicated test rig was build in the depart-ment's laboratory "Ansgar" for the purpose.An advanced data acquisition system wasused for monitoring of the values of themeasured parameters.

BACKGROUND

The industry sector has been workingfor several years on developing methods toreduce energy losses due to turbulent fric-tion. The earliest work that recorded a de-crease in pressure drop during turbulentflow was carried out in the thirties and con-cerned the transportation of paper pulp [1].

However, it is Mysels who first re-ported in 1949 the drag-reducing effectsinduced in gasoline thickened by surfactant.

In the late sixties, Savins and White didpioneer work on drag reduction by anionicand cationic surfactants in aqueous systems[1]. Following these findings many paperswere published and are now compiled in arecent review by Harwigsson [2].

The district heating industry couldgreatly benefit from the use of drag-reducing additives also referred to as DRA.This specific application demands a DRAthat can support repeated mechanical deg-radation, thermal degradation and that has aminimal impact on the environment.

The use of high molecular-weightpolymers as drag-reducing additives in dis-trict heating systems has been eliminatedearly as a suitable solution. Polymers whichare the most efficient drag reducers, al-though their effect is not totally lost afterseveral circulation, cannot support long-term mechanical degradation [3]. Likewise,their ability to support thermal degradation,variation of temperature outside the oper-ating range, is limited. Surfactants werefound to be better candidates for districtheating and cooling applications.

Surfactants, also referred to as surface-acting agents, are two-part molecules. Onepart of the molecule can interact with thesolvent, the lyophilic group, while theother, the lyophobic group, is less prone tosuch interaction. Due to this arrangement

2

the molecules tend to aggregate to mini-mise the contact between the lyophobicgroup and the solvent and maximise thecontact between the lyophilic group and thesolvent. One type of aggregate is thespherical micelle which can also grow intoa rod-like micelle. The advantages of thesurfactant systems is that the drag reducingaggregates lose their drag reducing capabil-ity reversibly at liquid velocities over the”critical shear stress” [4]. A more detaileddescription of the different theories on mi-celle formation or growth is beyond thescope of this investigation and they are re-viewed in the above mentioned paper byHarwigsson [2].

So far three classes of surfactants havebeen investigated for drag reduction. Firstlythere is the anionic surfactants. Most of theearly research work was done in the seven-ties by Savins using sodium oleate [5]. Thistype of surfactant only works with a highelectrolyte concentration which could ex-plain its unpopularity.

The pioneer work done with cationicsurfactants was mostly done by White [6].Quaternary ammonium groups are usuallyused to give the surfactant its cationiccharge. Much research work has been doneon this type of surfactants. It has also beentested on large scale in district heating sys-tems in Völklingen (Germany) and Herning(Denmark). Despite their good drag-reducing properties, the cationic surfactantsare still not a commercial success. This isprobably due to the toxicity of the quater-nary ammonium group to marine life.Moreover, the poor biodegradability of thecationic surfactants makes them unpopularwith the environmental groups.

The third class of surfactants would in-clude those with good drag-reducing prop-erties at low concentrations such as non-ionic surfactants, amphoteric surfactants(net charge depending on pH) and zwitteri-

onic surfactants. The latter is the type ofsurfactant used in this investigation.

Zwitterionic surfactants have a headgroup that consists of both an anionic and acationic charge making this kind of mole-cule electronically neutral. Zwitterionicsurfactants not only have good drag reduc-ing properties but they are also less harmfulto the environment. Their properties in-clude tolerance to strong electrolytes andoxidising and reducing agents, low toxicityand compatibility with other surfactants[7]. This type of surfactants can also beadjusted to be effective for different tem-perature ranges and water conditions.

The zwitterionic surfactant used duringthis investigation consisted of a mixture ofa betaine surfactant and an anionic surfac-tant.

THE TEST FACILITY

General description

A schematic diagram of the test rig isshown in Fig. 1. The main components ofthe rig are: electric water heater, circulatingpump, two HX, water storage tank and twotesting pipe sections of about 10 metreslength each. The internal diameters of thepipes are respectively 8 mm and 12 mm(later on the 8 mm pipe was replaced byanother pipe of 12 mm diameter). The pri-mary side hot water circuit, is of the closedtype while the secondary side cold watercircuit, is of open type (inlet directly con-nected to the towns fresh water network).

The water flow ratios in the rig aremeasured by electromagnetic flow meterswith a high accuracy of 0.0001 l/s. The hotwater flow ratio is controlled by a PID-con-troller using a variable speed circulatingpump. The cold water flow ratio is con-trolled by another PID-controller using athrottle valve. The hot water supply tem-perature can be varied within 15-90 °C at a

LUND INSTITUTE OF TECHNOLOGY P.O. Box 118Department of Heat and Power Engineering 221 00 LUND SWEDEN

3

static pressure about2.5 bar and at maxi-mum heat load of 26kW. The temperatureis controlled by a PI-controller affectingthe electric powerpulse length into thewater heater. The coldwater supply tem-perature depends onthe fresh water tem-perature in the town'snetwork (13-14 °Cduring the period ofexperimentation).

The pipe sectionsare equipped with anumber of taps for pressure drop measure-ment along the sections. The distance be-tween the taps is in each case 1 metre ex-cept at the very beginning of the pipe testsection where two additional taps are situ-ated at respectively 0.25 and 0.5 metrefrom the pipe inlet. Two housings for vari-able number of static mixer elements (2-4pieces) are situated on entrance to the pipeinlet and on entrance to the PHE respec-tively.

The total volume of the rig on primaryside is about 200 liters where the volume ofthe buffer tank is about 170 liters.

Main components' characteristics

The following components are includedin the test rig:

• Circulating pump Grundfos CH12-40,

0.75 kW, head 2.5 bar at 2.5 m3/h

(max. 3.6 bar)

• Electric heater CTC type UniEl, 26kW, max. 120°C

• Two plate heat exchangers of brazedtype Cetepac 412-12, 2 stage type, andCetepac 412-18, 3 stage type, manu-

factured by Cetetherm AB. The per-formance design was as follows:

Cetepac 412-12:

Hot waterside

(DRA2)

Freshwaterside

Incoming tem-perature, °C

80.0 15.0

Outgoing tem-perature, °C

40.0 55.0

Flow rate, l/s 0.1 0.1

Cetepac 412-12 + 412-18:

Hot wa-ter side

(DRA1)

Freshwaterside

Incomingtemperature,

°C

25.0 14.0

Outgoing tem-perature, °C

15.0 20.0

Flow rate, l/s 0.1 0.17

• Static mixer elements Sulzer SMV2DN10 (4 pcs).

Control equipment

All external controllers used are PIDcontrollers type RPR1 and RPR9

Figure 1 - The test rig

∆ p~

ftank

T2T5

T6

T1

T4

T3

T0

T7

F1

F2

PI

Removable Flow Mixer F0

PID

PID

PID

Temperature Sensor (RTD)

Flow Meter

Circulating Pump

Filter

Controler

Differnetial Pressure Gauge∆ p

∆ p

PHE1

PHE2

4

(combined with an electromagnetic throttlevalve) manufactured by Staefa ControlSystem. The electric heater is controlled byinternal PI controller included in the elec-trical pulse control unit TTC40 manufac-tured by Regin AB (slightly modified at thelaboratory). The pump rotation speed con-troller is of type VPM SLP 750-1 manu-factured by Scandialogic AB.

Data acquisition system

All measurements are performed by adata logger HP3852A controlled by a PCinterconnected by a GP-IB bus. To start ameasurement session a customized set ofinstructions must be downloaded from thePC to the logger. This is done by executionof an interactive supervising program(written in Basic) which initializes the log-ger as well. Once the instructions areloaded the logger executes them repeatableat fixed time interval. After each channelscan cycle a set of measured values is sentback to the PC and stored on its hard disk.

The sensors used are as follows:

• a number of 4-wire RTD temperaturesensors of type PT100 (from Pentron-ics)

• 3 electromagnetic flow meters typeIFS4000 (from Krohne)

• 3 difference pressure sensors:

Rosemount Model 1151, range 0-50mbar

Choppe&Faeser Model AVI 200, range0-300 mbar and 0-10 bar.

THE EXPERIMENTS

Type of DRA and the water quality

The type of DRA used was intended towork at two different temperature ranges,15-25°C (referred to as DRA1) and 40-80°C (referred to as DRA2). These addi-

tives were already tested in deionised waterby Harwigsson [5,8]. In the present experi-ment ordinary fresh water would be used assolvent assuming that this should not affectthe properties of the solution. This was truein case of DRA1 but unfortunately false incase of DRA2. Later analyses done at AkzoNobel showed that a considerable hardnessof the local fresh water, above 10 dH°,highly reduced the performance of DRA2starting at 65°C and above. Therefore thetemperature program for tests with DRA2was only partly fulfilled.

The DRA1-solution had a concentra-tion of 1000 ppm while DRA2-solution hada concentration of 500 ppm. The DRA wasadded to the system by temporary openingthe filter device of the rig or through adedicated pipe connected to the rig near thesuction side of the pump. Every time theDRA was added the hot water was circu-lated during several hours at increased tem-perature level before any test was started, toensure proper mixing of the additive.

The test program

The test program was:

• to measure flow rates, temperaturesand pressure drops across the heat ex-changer (or heat exchangers connectedin series for DRA1 test) with and with-out static mixer in front of the heat ex-changer. Flow rates was varied within0.006-0.2 l/s, with some exceptions,while keeping the ratio between hotwater flow rate and fresh water flowrate constant. The hot water inlet tem-perature was 25°C for DRA1 and 50°Cfor DRA2 (a test at using inlet tem-perature of 65°C for DRA2 was donebut the results were rejected because ofthe DRA solution had partly lost itsproperties at the end of the test)

• to estimate relaxation time for theDRAs in test pipe section with staticmixer at pipe inlet. These tests were

LUND INSTITUTE OF TECHNOLOGY P.O. Box 118Department of Heat and Power Engineering 221 00 LUND SWEDEN

5

done at two different temperature lev-els for both DRA1 and DRA2.

RESULTS

To analyse the data, certain propertiessuch as density, dynamic viscosity, thermalconductivity and thermal capacity neededto be determined. These are calculated forthe solvent at the mean temperature of thefluid in the heat exchanger. Also, the resultsobtained, in general, are presented first be-cause the trends are easier to observe.

Heat transfer and pressure drop

Fig.2 shows the results from the testdone with the DRA2 solution. The moni-toring program calculated the heat flowfrom the temperature at the entrance andexit of the heat exchanger, the thermal ca-pacity and the flow rate of both the primaryand secondary side. Using Eq. 1 the overallheat transfer coefficient was calculatedfrom this heat flow.

Equation 1

Q U A Tm= ∆

The general behaviour of the U-valuewhen using DRA2-solution is similar to thebehaviour of fresh water but with a slightreduction [8,9]. When using the DRA2-solution, the incorporation of static mixerin front of the heat exchanger has a positiveinfluence on the reduction of the U-value.

Fig. 3 shows the U-values data whenusing the solution with DRA1. The behav-iour of the U-value in this situation issimilar to what is observed in Fig. 2. Forboth DRA solutions the presence of thestatic mixer in front of the heat exchangerhas definitely an effect on the reduction ofthe U-value. The presence of the staticmixer decreases the reduction in the U-value.

A closer look at the U-value curvewhen using DRA2-solution without staticmixer, reveals an interesting phenomena(Fig. 2). The magnitude of the reductionslightly differs depending on if the flow islower than 0.1 l/s or higher than 0.1 l/s. Thedata when using DRA1-solution seems toagree with this statement (Fig. 3). The in-fluence of the static mixer on this switchpoint will be clarified later on.

The curve for pressure drop in the heatexchanger in Fig. 3 illustrates this phenom-ena better. At high flows (≥ 0.1 l/s) thepressure drop in the heat exchanger whenusing either DRA1-solution or fresh wateron the primary side is the same and is notaffected by the presence of the static mixer.At low flows (< 0.1 l/s) the pressure drop inthe heat exchanger when using the DRA1-solution becomes higher than when usingfresh water. The addition of the static mixerlowers this switch point to approximately0.075 l/s. The whole range between theflows of 0.05 and 0.1 l/s seems to be a tran-sition area. For flows lower than 0.05 l/sthe pressure drop in the heat exchangerwhen using DRA1-solution is not affectedby the presence of the static mixer but issignificantly higher and has a different rateof change than that of the fresh water. Ofcourse the static mixer itself is introducinga great amount of pressure drop in the cir-cuit. In our case 4 mixing elements wereused and the pressure drop induced was 2-3times higher than the pressure drop in theheat exchanger. Therefore the question ofoptimal choice of static mixer needs still tobe investigated.

Fig. 2 also shows an analogous switchpoint where the pressure drop in the heatexchanger when using DRA2-solution be-comes higher than the pressure drop in theheat exchanger when using fresh water.Again the static mixer moves that switchpoint to a lower flow. Although the data donot show the reunion of the pressure drop

6

curves at low flows for the DRA1-solution,with and without the presence of staticmixer in front of the heat exchanger, we canextrapolate that the behaviour will be thesame as in Fig. 2.

This change in the pressure drop ispossibly due to the viscosity property of theDRA-solutions. It is our assumption that atlower flows the DRA-solution becomes

more viscous than fresh water. The DRA-solution is a non-Newtonian fluid that be-haves like a pseudo-plastic. The Ostwald-de Waele Model describes the relation be-tween the shear stress and the viscosity of

the DRA-solutionsused in our experi-ments. This modelis also known as thePower Law Model.

Equation 2 - Ost-wald-de WaeleModel

τ xyx xm

dv

dy

dv

dy

n

= −−1

For the DRA1-solution the expo-nent n is varyingbetween 0.5 and0.6. However, thisline of investigationis beyond the scopeof this paper and amore detailed ex-planation of theOstwald-de WaeleModel can be foundin the literature[10].

The fact thatthe DRA1-solutionbehaves accordingto the Ostwald-deWaele Model atflows below a cer-tain switch pointdoes not explain theeffect of the staticmixer. A diagramshowing the rela-

tionship between the Moody’s friction fac-tor and the Reynolds number in the heatexchanger will give more clues on the phe-nomena mentioned above.

Figure 2 - Overall heat transfer coefficient and pressure drop inheat exchanger for fresh water and DRA2-solution at 50ºC

0

1

10

100

1000

0.01 0.1 1

F low (l/s)

Pre

ssur

e d

rop

(m

ba

r)

100

1000

10000

100000

1000000

Ove

rall

hea

t tra

nsfe

r co

effi

cie

nt (

W/m

² ºC

fresh water-50ºC

DRA2-50ºC,no mixer

DRA2-50ºC,mixer

Figure 3 - Overall heat transfer coefficient and pressure drop inheat exchanger when using DRA1-solution at 25°C

0.1

1

10

100

1000

0.001 0.01 0.1 1

flow (l/s)

Pre

ssur

e d

rop

(m

ba

r)

100

1000

10000

100000

1000000

Ove

rall

hea

t tra

nsfe

r co

effi

cie

nt (

W/m

²ºC

)

water

without mixer

with mixer

LUND INSTITUTE OF TECHNOLOGY P.O. Box 118Department of Heat and Power Engineering 221 00 LUND SWEDEN

7

In previous work the drag-reducing ef-fect of this kind of zwitterionic DRA wasstudied in smooth straight pipes [12]. Inthis case the relationship between the Rey-nolds number and Moody’s friction factorwas always compared to the Prandtl-Kármán asymptote and Virk asymptotewhich respectively describe the Fanningfriction factor of water in hydrodynami-cally smooth pipes in turbulent flow andmaximum drag reduction that is independ-ent of the additive properties. In the case ofa CPHE channels it is impossible to makesuch comparison as the channels are moreof the slit type and are also corrugated.Saunders has presented a method for cal-culating the channel and port pressure lossfor gasketed-plate heat exchanger givensome parameters and constants [12].

Equation 3 - Channel pressure loss

∆Pf L m

dchch ch ch

e

=4

2

2�

ρ φ

Assuming that the bulk temperature and thesurface temperature are equal the viscositycorrection factor, φ, is taken as unitythroughout the calculations.

Equation 4 - Port pressure loss

∆Pm

Npp

p=

1 3

2

2,�

ρ

The constants Kp and z for a gasketed-plate heat exchanger with Chevron angle of45º best fitted our data [12].

Equations 5 and 6 were used to calcu-late the Reynolds number and the Moody’sfriction factor when using the DRA-solutions or fresh water on the primaryside. The Reynolds number is calculatedfor the solvent which is standard for thiskind of experiment.

Equation 5- Reynolds number

Re �=m dch e

η

Equation 6- Moody’s friction factor

λρ

=2

2

d P

Le total

ch

∆v

The theoretical lines in Fig. 4 and Fig.5 show the relationship between the Rey-nolds number and Moody’s friction factoraccording to Eq. 3 and 4.

In the heat exchanger, the flow changefrom turbulent to laminar occurs at a Rey-nolds number of 300. In this experiment,when using fresh water on the primary side,the results concur with the theoretical cal-culations for both high and low temperatureexperiments. The addition of DRA to freshwater somewhat changes this picture. Thechange to laminar flow is not so clear cut.

Fig. 5 shows that when using DRA1-solution without the presence of the staticmixer there is a transition area betweenReynolds number of 350 and 700. Thepresence of the static mixer in front of theheat exchanger shifts the upper value of thistransition region to a Reynolds number of500. It also shortens the extent of this tran-sition region.

When using DRA2-solution, the pres-ence of the static mixer shifts the uppervalue of the transition area from a Reynoldsnumber of 1000 to a 350 (Fig. 4). In thiscase, it is impossible to state the extend ofthe transition or how it is affected by thepresence of static mixer. The fact that thepresence of static mixer delays the begin-ning of the transition area is an improve-ment as the heat transfer in a CPHE is bet-ter in the turbulent region.

Fig. 6 and Fig. 7 show the relationshipbetween the Nusselt and the Reynolds

8

numbers for the solutions containing DRA1and DRA2. The Nusselt number is calcu-lated according to the following equationfor PHE [12].

Equation 7 - Nusselt number

Nu =α ch ed

k

The local heat transfer coefficient inthe channel was calculated from the overallheat transfer coefficient. Neglecting theresistance from the wall and the fouling

factors for hot andcold fluids, the over-all heat transfer coef-ficient equation be-comes:

Equation 8- Overallheat transfer coeffi-cient

1 1 1

U= +

α αprimary ondarysec

First the heattransfer coefficient inthe channel was cal-culated for the pri-mary and the secon-dary side when usingfresh water on bothsides. Then we wereable to determine theheat transfer coeffi-cient in the channelwhen using DRA-solution in the pri-mary side. As ex-pected, when bothDRA2 and DRA1-solutions are circu-lated without thepresence of staticmixer the Nusseltnumber is lower thanwhen fresh water isused. It seems that inboth cases the heattransfer is better athigh Reynolds num-bers as the Nusseltnumbers become

closer to those of fresh water. It also seemsthat in the presence of the static mixer, theNusselt number starts improving at lowerReynolds numbers.

Figure 4 - Moody’s diagram when using DRA1-solution at 25ºC

1

10

100

1000

10 100 1000 10000

R eynold's number

Mo

od

y's

fric

tion

fac

tor

fresh water-25ºC

DRA1-25ºC,no mixer

DRA1-25ºC,mixer

theoretical

Figure 5 - Moody’s diagram when using DRA2-solution at 50ºC

1

10

100

100 1000 10000

R eyold's number

Mo

od

y's

fric

tion

fac

tor

fresh water-50ºC

DRA2-50ºC,no mixer

DRA2-50ºC,mixer

theoretical

LUND INSTITUTE OF TECHNOLOGY P.O. Box 118Department of Heat and Power Engineering 221 00 LUND SWEDEN

9

To quantify theU-value reductionwhen using DRA andthe positive influenceof the static mixer,the reduction of over-all heat transfer coef-ficient compared tothe U-value obtainedwhen using freshwater are given inTable 1. The flowswere divided into lowflows (> 0.1 l/s) andhigh flows (≥ 0.1 l/s).

When using aDRA-solution theoverall heat transfercoefficient in aCPHE is not as goodas when using freshwater even thoughthe situation is im-proved at high flows.The static mixer has afavourable effectboth at low flows andhigh flows but itseffect is more appar-ent at high flows.

Relaxation time

An importantproperty of a surfac-tant based DRA-solution is the re-laxation time (RT).

The RT is the time it takes to the DRA-solution with no micelle chains establishedto develop full drag-reducing effect. TheRT depends primary on type of additiveand its concentration. Some additionalfactors affecting the RT are the tempera-ture, the flow rate (Reynolds number) andthe pipe wall roughness.

Figure 6 - Nusselt number and Reynolds number using DRA2-solution

1

10

100

100 1000 10000

R eynolds number

Nus

selt

num

be

r

fresh water-50ºC

DRA2-50ºC,no mixer

DRA2-50ºC,mixer

Figure 7 - Nusselt number and Reynolds number for DRA1-solution

1

10

100

10 100 1000 10000

Reynolds number

Nus

selt

num

be

r

fresh water-25ºC

DRA1-25ºC,no mixer

DRA1-25ºC,mixer

Table 1 - Decrease of overall heat trans-fer coefficient when using DRA

DRA without mixer with mixerlowflow

highflow

lowflow

highflow

2 20% 15% 17% 6%1 21% 11% 13% 4%

10

In the experiments described here the10 metres long seamless steel pipe with theinner diameter of 12 mm was used. Theflow rates varied between 0.050 and 0.124l/s at water temperature 20 and 25°C forDRA1 and 50 and 65°C for DRA2.

The specific pressure drop distributionalong the pipe for DRA2 is shown in Fig. 8.It can be observed that the micelles' aggre-gation is developing rather slow at high

flow rate (Re=8900). On the other hand, themicelles aggregate very fast when the flowrate is lower (Re=5900). In both cases theaggregation speed is increases with in-creasing bulk temperature of the solution.

As alreadymentioned, therewas a static mixerplaced directly be-fore the pipe inlet.It must be pointedout that this cannotguarantee the ab-sence of DRA ag-gregates in the so-lution because theefficiency of themixer is varyingwith flow rates.Especially at lowflow rates there is apossibility of somedrag reduction pres-ent already at en-trance into the pipe.This implies thatthe RT calculated atlow flow ratesbased on this kindof experiment couldbe underestimated.However the differ-ence in pressuredrop at the begin-ning of the pipebetween pure waterand respectiveDRA-solution isquite small here.

The perform-ance of DRA1-solution when

pumped through the same pipe section isshown in Fig. 9. The same type of behav-iour as for DRA2-solution can be observed.There is some unexpected irregularity inthe pressure drop measured in the middle of

Figure 8- The pressure drop distribution along a pipe section forDRA2

0

2

4

6

8

10

12

14

16

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

0.124 l/s,50°C

0.124 l/s,65°C

0.075 l/s,50°C

0.075 l/s,65°C

water,0.124 l/s,65°C

water,0.075 l/s,65°C

pipe length, m

Pre

ssur

e d

rop

(m

ba

r)

Figure 9 - The pressure distribution along a pipe section for DRA1

0

1

2

3

4

5

6

7

8

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

0.075 l/s ,20°C

0.075l/s ,25°C

0.05 l/s20°C

0.05 l/s ,25°C

water,0.075 l/s ,20°C

water,0.05 l/s ,20°C

pipe length, m

Pre

ssur

e d

rop

(m

ba

r)

LUND INSTITUTE OF TECHNOLOGY P.O. Box 118Department of Heat and Power Engineering 221 00 LUND SWEDEN

11

the pipe. This is caused by a pipe fittingsituated there, resulting in some additionalpressure drop.

The RT can be calculated as followsassuming known flow rate and known pipegeometry:

Equation 9 - Relaxation time

tpipe length

flow velocity

L4m

DRT

i2

= =π ρ

The RT values calculated in this way arepresented in Fig. 10 and 11. Fig. 10 showshow the RT of DRA1- and DRA2-solutionsare affected by the flow rate when the solu-tion is pumped through a pipe section at

different temperatures. It seems to be clearthat the RT of the DRA1-solution stronglydepends on the flow rate while the RT ofDRA2-solution would probably not remainconstant if investigated at higher flow rates.The different behaviour of the RT ofDRA1- and DRA2-solution in the figure

depends on the differ-ence in viscosity be-tween the solutions,which results in dif-ferent Reynolds num-ber values at the sameflow rate, and on pos-sible structural differ-ence between DRA1and DRA2.

Fig. 11 showshow the flow rate ofthe DRA-solution isaffecting its RT. It isclear that the RT ofDRA1-solution de-pends on the flow ratewhile the RT ofDRA2-solution doesnot. However, theDRA2-solution wouldprobably behavesimilar to the DRA1-solution at higher flowrates. This is due todifference in viscositybetween the solutions,which results in dif-ferent Reynolds num-ber values at the sameflow rate, and due to

possible structural differences betweenDRA1 and DRA2.

CONCLUSION

The conclusions arising from the ex-periment conducted with zwitterionic type

Figure 10 - The relaxation time in pipe section for DRA1 andDRA2

Figure 11 - The relaxation time dependency on flow rate

12

surfactant dissolved in water at low con-centration are numerous.

Good thermal and mechanical stabilityalso outside the operating range was ob-served except some sensitivity for waterhardness at high temperatures for DRA2.

As known from previous investiga-tions, the heat transfer coefficient is signifi-cantly reduced by drag-reducing additivesin heat exchangers. In compact plate heatexchangers however, the heat transfer re-duction is considerably lower in the highflow region.

A static mixer placed in front of thePHE was found to significantly improveheat transfer, especially at high flow rates.On the other hand, an additional pressuredrop is introduced. Therefor the optimalchoice of static mixer needs further investi-gation. Specially designed PHE combiningmixing and heat transfer functions could bebeneficial to reducing the effects of addi-tives in thermal systems.

The relaxation time of drag-reducingadditives in water solutions flowingthrough test pipes with known geometriescan be estimated by monitoring specificpressure drop variation along the pipe.These preliminary experiments in respect torelaxation time show that RT depends onthe flow rate and on the temperature.

In general when using DRA-solution, theaddition of a mixer in front of the heat ex-changer improves the heat transfer but alsocauses an increase in the pressure drop.More studies should be done in order todetermine the most effective mixing tech-nique that would offer maximal heat trans-fer and minimal pressure drop.

ACKNOWLEDGEMENT

The authors would like to thank Prof.Martin Hellsten from Akzo Nobel for initi-

ating this project and for his valuable input.Dr. Ian Harwigsson also provided valuableinformation on the drag-reducing additivesused and on the experiment set-up. Theauthors would also like to thank the com-pany Cetetherm for providing the compactplate heat exchanger used in the experi-ment. Finally we would like the express ourgratitude to our colleagues at the Depart-ment of Heat and Power Engineering ofLund Institute of Technology for their helpin the set-up of the experiment as well astheir input during the analysis of the results.

NOMENCLATURE

A : heat transfer surface area, m²de : Channel equivalent diameter, m

(2b/µ, where b is mean channel gap and µ is the plate enlargement factor, 1,17)

fch :K

Repz , where Kp and z are constants

k : Thermal conductivity of fluid, W/m ºC

Lch : Np Lp, mLp, : Flow length in one pass, m�mch : Channel mass velocity, kg/s m²

�mp : Port mass velocity, kg/s m²

Np : Number of passes∆Pch : Channel pressure loss, Pa∆Pp : Port pressure loss, PaQ : heat flow, W∆Tm : log mean temperature

difference, ºCU : overall heat transfer

coefficient, W/m² ºCv : Mean flow velocity, m/sαch : Heat transfer coefficient in channel,

W/m² ºCρ : Fluid density, kg/m³φ : Viscosity correction factor (=

(ηb/ηs)0.17)

ηb : Dynamic viscosity at bulk temperature, N s/m²

ηs : Dynamic viscosity at surface temperature, N s/m²

LUND INSTITUTE OF TECHNOLOGY P.O. Box 118Department of Heat and Power Engineering 221 00 LUND SWEDEN

13

REFERENCE

[1] Shenoy, A.V., Colloid & Polymer Sci-ence, A review on drag reduction withspecial reference to micellar systems,262 (1984) 319, 322 and 325.

[2] Harwigsson, I., Surfactant aggregationand its application to drag reduction,Doctorate Thesis, 1995.

[3] Ahrnbom, L., Hagstrand, U., Stiftelsenför värmeteknisk forskning, Techn. re-port, SVF-50 (1977)

[4] Harwigsson, I., Application to TensideSurf. Det., Non-ionic surfactants asdrag reducing additives to circulatingwater systems, 1993, 174.

[5] Savins, J. G., Rheology Aca, 6:4(1967) 323.

[6] White, A., Nature, 214:585 (1967)

[7] Harwigsson, I., Nature of the adsorp-tion of zwitterionic surfactants at hy-drophillic surface, Manuscript

[8] Kleuder, H.H., Steiff, A. and We-inspach, P.-M., The influence of DragReducing Additives on Heat Transferand Pressure Drop in Different HeatExchangers, University of Dortmund,Germany

[9] Hammer, Flemming and Sørensen,Michael, Performance of plate heat ex-changers operating with friction-reducing additives, Advanced EnergyTransmission Fluids for District Heat-ing and Cooling, International EnergyAgency District Heating, 1993: P7,

[10]Bird, R.B., Stewart, W.E., Lightfoot,E.N., Transport Phenomena, JohnWiley & Sons, 1960,11

[11]Harwigsson, I., Non-ionic Surfactantsas Drag Reducing Additives to Circu-lating Water Systems, Application toTenside, Surfactants. Detergent, 1993,30, 174-8

[12]Saunders, E.A.D., Heat ExchangersSelection, Design and Construction,Long Scientific & Technical, 1988,364-373

__________________________________________________________________________

Paper 7

On Sizing of Domestic Hot Water Heaters

of Instantaneous Type

L. Arvastson� J. Wollerstrand?

September 10, 1997

� Dept. of Mathematical StatisticsLund Institute of Technology, Box 118, S-221 00 Lund, Sweden.Email: Lars.Arvastson@maths.lth.se

? Dept. of Heat and Power EngineeringLund Institute of Technology, Box 118, S-221 00 Lund, Sweden.Email: Janusz.Wollerstrand@vok.lth.se

Abstract:

In the present paper domestic hot water usage in residential buildings is discussed. Pre-vious research work done in this �eld is shortly reviewed and the need for improvementsis pointed out. A simulation algorithm for hot water usage, based on detailed �eld me-asurements performed in Sweden by S. Holmberg, is described as well as its improvedimplementation coded by the authors. A simulated domestic hot water daily load patternis presented and shows considerable similarity to the patterns found in real buildings.Furthermore, a formula used for sizing of domestic hot water heaters of instantaneoustype in Scandinavia is given and its construction is analysed. Alternative design criteriafor the heaters, based on a quantile approach, and based on extreme value theory are alsodiscussed. The Gumbel extreme value distribution is considered to describe the distribu-tion of the daily domestic hot water peak values well. Examples showing that �eld datasatisfactorily �ts to the Gumbel distribution are also given. Comparison between di�erentdesign criteria for sizing instantaneous hot water heaters is done. Further development ofthe extreme value approach is suggested.

Key Words:

District heating, domestic hot water consumption, simulation, peak load, sizing, instan-taneous water heater, extreme value distribution.

1

1 Background

District heating load is basically caused by space heating in the buildings and by theconsumption of domestic hot water prepared in district heating substations. Predictingof domestic hot water usage in residential buildings has involved a lot of research duringthe last 60 years. Theoretical formulas describing domestic water demand and methodsof its simulation have been proposed.

However, there is still need for improvements of these tools, to meet a demand on properdesign of devices supplying domestic hot water. This applies not only to domestic hotwater heaters in district heating systems, but also to the devices fed by electricity or gas�red, both of instantaneous type or with storage tank.

0 6 12 18 240

0.2

0.4

Time [h]

Dhw

. con

sum

ptio

n [l/

s] Simulation, 20 apts.

0 6 12 18 240

0.2

0.4

Time [h]

Dhw

. con

sum

ptio

n [l/

s] Malmö 2, 20 apts.

Figure 1: Simulated and measured �ows during one day in a building with 20 apartments.

In USA pioneering work on sizing piping systems was done by Hunter [13]. His approach,based on binomial law and known as the Hunter Method, is still recommended for sizinginstantaneous water heaters by ASHRAE [1] and has a�ected development in the UK andin Japan [11]. However, the ASHREA's domestic hot water usage information is subjectto frequent updates due to results of new research projects [2].

The German standard, DIN 4708, recommends another formula, based on the assumptionthat the domestic hot water peak load is normally distributed [6]. The formula calculatesthe domestic hot water heat demand rather than domestic hot water �ow rate. Theshortest peak load period is �xed at 10 minutes which corresponds to �lling a bathtub.The calculating scheme is a�ected by the fact that central heat-water-installations inGermany very often are equipped with domestic hot water storage. Liptak et. al. describesa possible improvement to DIN 4708 making �ow rates during peak load periods muchshorter than 10 minutes possible to calculate [16].

In Scandinavia the work by Rydberg has been of great importance. The basic assumptionsin Rydberg's model are similar to Hunter's but Rydberg's formula takes the fact thatdi�erent water outlets in a building can be used at di�erent intensities [11] into account.The method was adopted by the Swedish Building Code (1980) and, slightly modi�ed byHolmberg, by the Nordic Committee on Building Regulations (1983). Recently, the same

2

kind of formula was recommended for dimensioning of water heaters by the Euroheat &Power Association.

All the formulas mentioned have, with increasing availability of computerized data ac-quisition systems, been modi�ed to �t �eld data. Therefore, it is reasonable to calculatesizing �ow rates by simulation instead, where the probabilities concerning a domestic hotwater usage has been based on �eld measurements. While giving results similar to thosecalculated by the previous formulas when applied to a large number of apartments, thismethod is far more accurate when the number of apartments is low.

This paper proposes a method where extreme value theory directly applies on peak �owrate values that are measured in speci�c buildings or simulated. An advantage with thisapproach is, that the extreme value distribution obtained from simulations or empiricallycan be directly used to, at given probability level, obtain a design peak �ow value. Thedomestic hot water consumption simulation algorithm [11] has been improved and im-plemented. The tool can be used for simulation of domestic hot water load in detachedhouses, buildings or building clusters.

2 Consumer behavior

A typical load pattern for domestic hot water heaters of instantaneous type serving buil-dings with a moderate number of apartments, consists of a few number of simultaneoustappings, shown in �g. 1. This is due to the fact that although a large number of apart-ments may be connected to a single domestic hot water heater, the domestic hot water�ow seen in the heater is usually caused by just a few open outlets. Only during highdemand periods in large buildings is it possible to see a continuous �ow through theheater.

0 500 10000

0.5

1Bath

Time, [s]0 500 1000

0

0.5

1Washbasin

Time, [s]0 500 1000

0

0.5

1Kitchen

Time, [s]

0 0.2 0.40

0.5

1

Flow, [l/s]0 0.2 0.4

0

0.5

1

Flow, [l/s]0 0.2 0.4

0

0.5

1

Flow, [l/s]

Figure 2: Cumulative distribution functions for valve opening times and �ow size (basedon �eld measurements).

The domestic hot water consumption varies with the time of day. There are often twopeak load periods: during the morning hours and in the afternoon. However, this can

3

vary with the number of apartments, the number of �xtures installed, the day of week,the season, individual behavior of inhabitants and it can even di�er from one country toanother.

A thorough empirical analysis was performed by Holmberg in [12] and [11]. He dividedthe hot water demand from each apartment into three categories depending on usage inkitchens, in washbasins and for bathing. The stochastic behavior of each category wasdetermined based on actual �eld measurements.

0 6 12 18 240

2

4

x 10−4 Bath

Time [h]0 6 12 18 24

0

2

4

x 10−4Washbasin

Time [h]0 6 12 18 24

0

2

4

x 10−4

Time [h]

Kitchen

Figure 3: Opening intensity, i.e. � for di�erent outlets.

Holmberg made some basic assumptions on the properties of the domestic hot water �owdemand. He assumed that the duration of the time an outlet is open is independent of thetime of day and the size of the �ow. This means that it is possible to describe the openingtime for an outlet of a particular category with a single statistical distribution. Similarassumptions were made for the magnitude of the �ow, i.e. the �ow size is independentof time of day and of the opening time, cf. �g. 2. Finally, the time between the closinginstant and the following opening of a particular outlet is assumed to be exponentiallydistributed with an intensity which is dependent on the time of the day, cf. �g. 3.

3 Design �ows based on the normal approximation

Design �ows in Sweden are calculated in such a way that exceedance of the design �ow oc-curs only with a speci�ed low probability. We shell here follow the derivation in Holmberg[11]. Introduce the notations

q = design �ow,

qm = average �ow from each outlet,

p = probability for open valve,

k = number of valves in a building,

K = number of open valves,

n = number of apartments in a building,

Q = total �ow from all outlets in one apartment,

Z = total �ow.

4

We will also use the following notation for some statistical properties

P (�) = probability for �,E(�) = expectation value for �,D(�) = standard deviation for �,

Bin(n; p) = binomial distribution, n trials, each with probability p,

N(m;�) = normal distribution, with mean value m and standard deviation �,

�� = normal distribution quantile, P (X � ��) = � if X 2 N(0; 1).

The number of open valves, K, is a stochastic variable which is binomially distributed ifone assumes that di�erent outlets are opened independently,

K 2 Bin(k; p):

If kp(1 � p) � 10 it is suitable, cf. [4], to approximate the binomial distribution with anormal distribution, i.e. to assume

K 2 N�kp;pkp(1� p)

�:

Assuming that the �ows through all open valves are identical with the average �ow qmthen the total �ow Z is given by the distribution

Z 2 N�qmkp; qm

pkp(1� p)

�:

The usual design criterion is to choose the design �ow q such that

P (Z > q) = 0:0005; (1)

which means that the actual �ow should only exceed the design �ow at one time out oftwo thousand. This correspond to �ve minutes per week. When the total �ow is normaldistributed the design �ow is given by

q = kpqm + ��qmpkp(1� p);

which could be simpli�ed to

q = npQ + ��pnpQqm; (2)

with (1 � p) � 1 and Q = 3qm as the total possible �ow consumption according to theHolmberg model, i.e. all �xtures connected are fully opened.

This should have been a useful way to calculate the design �ow rate had it not turnedout that the formula above gives too small values of q. This problem can be circumventedusing an intuitive reasoning saying that one should design in such a way that one of thetapping valves always is open. This leads to the �nal form

q = qm + p(nQ � qm) + ��ppqm(nQ � qm): (3)

However, not even this formula turns out to be really good. Therefore Holmberg isdiscussing the values of Q, qm and p. The choice of Q, qm and p is not obvious, since the

5

character of the outlet categories di�er. The parameters could therefore more or less bechosen freely such that a suitable design formula is obtained.

Holmberg [12] is arguing that the average �ow qm should be replaced with the �ow ratethrough a single outlet that is only exceeded one time out of 2000. However, this is notcalculated in [12] where Holmberg calculates the upper limit for the true average �owbased on the average �ow from measurements, instead of the upper limit of the actual�ow. He calculates m+ �0:0005d=

pi instead of m+ �0:0005d, where m is the mean value, d

is the estimated standard deviation and i the number of observations, which means thatthe obtained �gures are too small.

4 Discussion of current design �ow rate criterion

The design �ow equation (2) given above turns out to be of minor value since it does notgive the �ow that just occurs one out of two thousand times as wanted. To correct this, anumber of empirical adjustments have to be performed before a useful design criterion isobtained. The drawback is that these corrections imply that the theoretical justi�cationof the design criterion disappears. Hence, our design criterion are just our preconceivedideas formulated with mathematics.

Let us discuss what went wrong. During the deduction a number of assumptions weremade which were not ful�lled. We assumed that all valves had the same probability foropening and that all �ow rates were of the same magnitude. As Holmberg has shown using�eld measurements this is not true. Another assumption was made when we approximatedthe binomial distribution with a normal distribution. This approximation is valid if kp(1�p) � 10 which for reasonable values of p only is ful�lled in houses with hundreds ofapartments.

Another misleading assumption was made when we stipulated that the design �ow shouldbe a �ow that was exceeded just one time out of two thousand. Let us take a simpleexample. Assume we want a design �ow, for a one family house, that is exceeded onetime out of �fty. In a one family house it happens that the �ow is zero 98% of the time.Hence, we ful�ll the desired design criterion even without a heat exchanger! The solutionto this problem is to de�ne the design �ow rate, q, as the �ow rate which is just exceededone time out of two thousand during the time when we have a �ow bigger than zero. Wewrite

P (Z > qjZ > 0) = 0:0005: (4)

This is similar to the arguments behind saying that one outlet is always open whendeducing equation (3).

5 Alternative design criteria

The approximate calculations performed so far turned out to be a troublesome way toestablish a design criterion. In this section we will argue for two alternative strategies.

The �rst strategy is still based on the attempt of �nding the smallest q such that designcriterion equation (4) is ful�lled. But instead of trying rough approximations for Z we

6

shall try to use the empirical description of Z made by Holmberg in [11]. This leads to twodi�erent approaches. One is an analytical one which turns out to be almost unsolvable,while the other one determines q by simulations.

The second strategy �nds q such that the maximum value of the �ve minute averagedomestic hot water consumption from each day is below q with a suitable probability.This approach has the advantage of being easier to validate against real measurementdata.

5.1 Quantile approach

Assume we want to �nd q in the design criterion according to equation (4) where the total�ow, Z, has the properties described by Holmberg in [11]. An analytical approach whichgives us a mathematical expression for P (Z � z) is found in Appendix C. The reason fordeferring it to an appendix is that it turns out that we need either better computers orbetter integration programs to calculate it. Instead we deduce q from computer simula-tions. Computer simulations based on the Holmberg model, are thoroughly described inHolmberg [11] and Gummérus [8].

In this work a somewhat di�erent simulation procedure has been used. We found andcorrected a theoretical mistake in the previous works, although it only has minor e�ectson the �nal result. Furthermore a di�erent procedure has been used to calculate thetime between valve closure and the following opening instant. This change speeds up thesimulation with a factor of ten. The details are given in Appendix A.

0 0.5 1 1.510

−4

10−2

100

Flow, [l/s]

P(Z

>x)

110

100

0 50 1000

0.5

1

Number of apartments

P(Z

>0)

Figure 4: The left plot shows simulated probability that the �ow exceeds di�erent levelsfor buildings with 1, 10 and 100 apartments. The second plot shows the probability for a�ow di�erent from zero.

Our calculations involved simulation of domestic hot water consumption during 1000 daysfor a given number of apartments in the building. We found the time period with domestichot water �ow greater than zero and then, within this period, we searched for our design�ow as the �ow that was exceeded only during 1/2000 of the time. This procedure wasrepeated for di�erent numbers of apartments in the building. The probability for levelexceedance as a function of the domestic hot water �ow is shown in �g. 4, together withthe probability that we have a positive �ow as a function of the number of apartments inthe building. The design �ows found are presented in �g. 7 later on.

7

5.2 Modi�cation of old design equation

The design �ow curve according to the simulations di�ers slightly from the design �owcurve according to [7]. However, it is possible to get good agreement between designequation and simulations if we modify the design equation and choose suitable values ofqm and p.

One problem with design equation (3) is that it does not take the uncertainty in the�ow into account, since qm is assumed to be constant. This is a problem especially whencalculating design �ow for buildings with few apartments, since large �ow in a one familyhouse usually is caused by one single open outlet with unusually large �ow rate. Thereforewe increased the standard deviation term in equation (3) and got

q(n) = qm + p(nQ � qm) + ��ppqm(nQ + 6qm): (5)

With least squares technique we adapted the equation to simulation data,

qm = 0:169 l/s, (0:15 l/s)

p = 0:00559; (0:015)

�gures within parentheses being adopted from [7]. The other parameters are

Q = 3qm

= 0:507 l/s, (0:25 l/s)

�0:0005 = 3:29 (�0:001 = 3:1):

This leads to a design �ow almost identical to the simulation result and is valid for allnumbers of apartments between one and one hundred.

5.3 Extreme value approach

Previous design criteria de�ned the design �ow as the �ow which is only exceeded witha suitable low probability. Di�erent design criteria based on extreme value theory, whichdescribes the extremes of a sequence of data, should be considered.

Many sequences of maxima are well described by the Gumbel distribution cf. [14], seeAppendix B. Arvastson et. al. [3], Hoel [10] and Volla [18] suggested that daily domestichot water peak load measurement data from both residential and commercial buildingscould be described by such a distribution. Presented �eld measurements has been tooshort to prove the hypothesis empirically.

We will here discuss a design procedure based on the Gumbel distribution. Assume thatthe measurements of the �ow in the heat exchanger are sampled with sample time � suchthat the sample at time t denoted Z�

t is the average �ow during [t; t+ �). From each daywe have a sequence, fZ�

0 ; Z�� ; : : : ; Z

�24��g, of such measurements. De�ne the largest �ow

rate within each day asZ�max = maxfZ�

0 ; Z�� ; : : : ; Z

�24��g:

Using measurements from many days we obtain a sequence, fZ�maxg, of daily maxima.

A new design criterion therefore could be formulated as �nding the design �ow, q, that

8

ful�lls

P (Z�max > q) = �: (6)

This method has the advantage that the maximum has a known distribution and thesequence fZ�

maxgmakes it possible to determine the statistical properties of the maximum.We must, however, decide suitable values for the sample time, � , and the probability, �,that the daily maximum will exceed the design �ow, q.

0 50 1000

0.5

1

E(daily maximum)

Number of apartments

Flow

[l/s

]

0 0.5 1 1.5 20

2

4

6

1

10

100

df. for daily maximum

Flow [l/s]

Figure 5: Average daily maximum �ow rate and density function for daily maximum �owrate for buildings with 1, 10 and 100 apartments, based on simulations.

The sample time should be chosen according to the dynamics of the system. The actualsystem dynamics can vary within a wide range depending on the size of the domestic hotwater heater used, the size of the building and on the design of the control equipment,complicating the choice of � . We suggest a sample time of �ve minutes because exceedingthe design �ow during only �ve minutes causes only minor discomfort to the inhabitants.This sample time corresponds well with the dynamics of the pipe system in a medium sizebuilding. For the probability � we chose a value such that this minor discomfort shouldon average occur once a week, i.e.

� = 300 s;

� = 1=7:

Simulations are used to obtain correct parameters in the Gumbel distribution. The ave-rage maximum �ow rates are plotted in �g. 5 together with examples of the obtainedextreme value distributions.

The resulting design �ows according to design criterion equation (6) are given in �g. 7.

An advantage with this approach is that the Gumbel distributions obtained from simula-tions are easily compared to empirically obtained distributions. In �g. 6 we show Gumbelplots of domestic hot water consumption based on new data from four di�erent buildings(connected to district heating networks), two of them situated in Sweden and two in Po-land. For each building the plots are done at several di�erent sample times. We concludethat most data show a good �t to the Gumbel distribution. Data from Swedish buildingssampled with short sample time do however �t the Gumbel plot less well. This indicatesthat more work can be done on this subject. In the diagrams, on the x-axis, the proba-bility of peak �ow occurrences calculated according to Appendix B is given. It is hencepossible to choose some probability level and directly �nd the corresponding peak �owvalue. The method allows evaluation whether the current design of domestic hot waterheater capacity installed in the building investigated is adequate for the actual domestichot water usage.

9

1 10 50 86 95 99 99.50

0.5

1

1.5

P(Z<Zmax) [%]

Z [l

/s]

Malmö 1, 72 apts

1 min 5 min 10 min1 h

1 10 50 86 95 99 99.50

0.5

1

1.5

P(Z<Zmax) [%]

Z [l

/s]

Szczecin, 68 apts

1 min 5 min 10 min1 h

1 10 50 86 95 99 99.50

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

P(Z<Zmax) [%]

Z [l

/s]

Malmö 2, 20 apts

1 min 5 min 10 min1 h

1 10 50 86 95 99 99.50

2

4

6

8

10

P(Z<Zmax) [%]

Z [l

/s]

Gdynia, 507 apts

10 min1 h

Figure 6: Gumbel plot for maximum �ow with various sample time, measurements fromMalmö, Sweden, as well as from Szczecin and Gdynia, Poland. Published with permis-sion from Malmö Värme AB, Sweden, District Heating Enterprise Szczecin, Poland andDistrict Heating Enterprise Gdynia, Poland

It can be seen that the slope change of the regression lines, caused by the sample timechange, displays similar trends in all the four diagrams. We suggest that it would be ofinterest to investigate in detail the general trends in Gumbel plot properties when appliedto domestic hot water consumption data from buildings of di�erent size. This could enableus to predict design �ow rates from measurements of domestic hot water usage registeredat too low sample rate.

Another observation can be done if we compare diagrams for buildings of nearly the samesize, i.e. 'Malmö 1, 72 apts' and 'Szczecin, 68 apts'. It has already been pointed out, thatdomestic hot water consumption in buildings of the same size can di�er for many reasons.In this case, the higher domestic hot water consumption shown in 'Szczecin, 68 apts' isprobably due to old type, oversized �xtures installed and to leakage, but the consumptionis still reasonable. This is not a case, however, for the domestic hot water consumption ina number of buildings labeled 'Gdynia', where the consumption is about 50% larger thanthe peak load limit according to [7]. We believe that the buildings are equipped with oldtype of �xtures, and that domestic hot water is wasted.

In �g. 7 we plotted markers for suggested design �ow rates for the buildings Malmö 1,Malmö 2 and Szczecin. The �ow rates were obtained from �g. 6 assuming a sample timeequal to 5 minutes and a probability of non-exceedance equal to 1� 1=7, i.e. 86%. It canbe seen that estimated design �ow rate for the building 'Malmö 2' is much lower thanexpected which can be attributed to a high average age of its inhabitants. The domestic

10

hot water consumption in the building 'Malmö 1' on the other hand can be expectedto represent a good average for residential buildings owned by the Malmö MunicipalApartment Company, MKB.

6 Comparison between design criteria

We �nd that the design criterion described above leads to di�erent design �ows. In �g. 7the design �ow recommended according to [7] is plotted together with design �ow basedon simulations and on extreme value theory.

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 1000

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

x (Malmö 2)

x (Szczecin)

x (Malmö 1)

Number of apartments

De

sig

n f

low

[l/s]

RecommendationSimulation Gumbel Empirical

Figure 7: Design �ow according to di�erent design criteria. The solid line is recommendeddesign �ow according to the Swedish District Heating Association.

We specially note that the recommended design �ow, [7], is very similar to the design�ow suggested by simulations. However, we note that the recommended design �ow issomewhat low for buildings with less than 20 apartments and somewhat high for largerbuildings. The constants in the formula used for calculation of this �ow can be adjustedto better �t the results of simulation (see section 5.1). This makes it possible to keep thetraditional design formula and still take bene�t of new results.

The design �ow based on the extreme value approach is also similar to the recommendationexcept for small buildings. One reason for this is the choice of sample time, � , whichprobably should be di�erent for di�erent number of apartments. To get the same consumercomfort in a small building as in a large building, the sample time should be smaller inthe smaller building than in the larger one. This is due to di�erences in the dynamics ofthe hot tap water circuits.

7 Summary and conclusions

Peak domestic hot water consumption, measured or calculated has been discussed. Animproved method for simulating domestic hot water load in residential buildings has beenpresented. The Gumbel extreme value distribution has been considered to describe dailypeaks in domestic hot water usage measured in buildings connected to district heatingnetworks.

11

Design criteria for domestic hot water heaters have been discussed. Drawbacks withcurrent design criteria equation (1) have been pointed out and a new design criteriaequation (4) has been proposed. A comparison with current recommendations has beendone. Simulations show that recommended design �ow according to [7] is close to thesimulated results. However, simulations shows that better agreement with the designcriteria is obtained with the design �ow given by equation (5)

The extreme value approach suggests a design �ow of similar magnitude. We think thisindicates a need of further discussions about suitable design criteria and its implicationsto consumer comfort and building economy. The method allows evaluation of whetherthe capacity of a domestic hot water heater installed in some building is adequate to theappearing domestic hot water load pattern.

Some reservations should however be made. The design �ows suggested in this paper relyon the accuracy of the Holmberg model. This means that changes in consumer behaviorduring recent years are neglected. New taps with lower �ow rate are e.g. probably morecommon today which would lead to a lower design �ow. The design �ows based on �eldmeasurements in �g. 7 indicates this.

8 Acknowledgement

Parts of this research have been supported by the Swedish District Heating Association,Swedish National Board for Industrial and Technical Development, 88-02060, 94-10844and Sydkraft AB. This is gratefully acknowledged. Data have been collected in coope-ration with Malmö Värme AB, Sweden. Additional data have been supplied by DistrictHeating Enterprises in Szczecin and in Gdynia, Poland.

References

[1] ASHRAE Handbook (1995): Heating, Ventilating, and Air-Conditioning. Applications. ASHRAE,Inc, Atlanta, USA.

[2] Becker B R, W H Thrasher and DW DeWerth (1991): Comparison of collected and compiled existing

data on service hot water use patterns in residential and commercial establishments. ASHRAETransactions 97(2): 231-39, USA.

[3] Arvastson L, S Frederiksen, T I Hoel, J Holst, A Holtsberg, B Svensson and J Wollerstrand (1995):Maximum and design hot water loads in district heating substations. 5th International Symposiumon Automation of District Heating Systems, Finland.

[4] Blom G (1984): Sannolikhetsteori med tillämpningar. Studentlitteratur, Sweden.

[5] Blom G (1984): Statistikteori med tillämpningar. Studentlitteratur, Sweden.

[6] DIN Deutsches Institut für Normung. (1994): Zentrale Wasserwärmunganlagen. DIN 4708.

[7] Fjärrvärmeföreningen (1996): Fjärrvärmecentralen - Kommentarer till Råd och anvisningar för

anslutning till fjärrvärmesystem. FVF 1996:13, Swedish District Heating Association, Stockholm,Sweden.

[8] Gummérus P (1989): Analys av konventionella abonnentcentraler i fjärrvärmesystem. ChalmersInstitute of Technology, Dept. of Energy Technology, Göteborg, Sweden.

12

[9] Harris W (1972): The application of the theory of extreme values to hot water consumption data.ASHRAE Seminar meeting, New Orleans, USA.

[10] Hoel T I (1995): Undersøkelse av varmt tappevannsforbruk i en boligblokk. Dept. of Heat and PowerEngineering, Lund Institute of Technology, Lund, Sweden.

[11] Holmberg S (1987): Tekniska meddelande 316 PhD Thesis, Dept. of Heating and Ventilation Tech-nology, Royal Institute of Technology, Stockholm, Sweden.

[12] Holmberg S (1981): Norrköpingsprojektet - en detaljerad pilotundersökning av hushållens vatten-

förbrukning M81:5, Dept. of Heating and Ventilation Technology, Royal Institute of Technology,Stockholm, Sweden.

[13] Hunter R (1940): Methods of Estimating Loads in Plumbing Systems. National Bureau of Standards,BMS, 65, USA.

[14] Leadbetter M R, G Lindgren and H Rootzén (1983): Extremes and related properties of random

sequences and processes. Springer-Verlag, New York, USA.

[15] Lindgren G and I Rychlik (1996): Tillförlitlighet och säkerhet - statistiska metoder och tekniker.Dept. of Mathematical Statistics, Lund Institute of Technology, Lund, Sweden.

[16] Lipták A, C Ignácz and L Garbai (1983): Ermittlung der für die Dimensionierung massgebenden

Werte des Gebrauchswarmwasserverbrauchs aufgrund von Messungen. Fernwärme International -FWI, Jg. 12 (1983), Heft 1. Germany.

[17] Rydén T and G Lindgren (1996): Markovprocesser Dept. of Mathematical Statistics, Lund Instituteof Technology, Lund, Sweden.

[18] Volla R (1995): On design �ow and sizing of control valves in instantaneous service hot water hea-

ters for district heating. 5th International Symposium on Automation of District Heating Systems,

Finland.

A Simulation

Simulation of the Holmberg model is a straightforward task since the model is very wellsuited for simulation. The basic idea is to treat each outlet separately. The simulationconsists of three principal steps: Simulation of the time between outlet closure and thefollowing opening, simulation of the time an outlet is open, and �nally simulation of thesize of the �ow from the outlet.

A.1 General method for simulation

Simulation of a random number, Y , from a certain distribution with cumulative distri-bution function FY can be performed using uniformly distributed random numbers, seeBlom [4]. Assume that

X 2 R(0; 1);

i.e. X is uniformly distributed on the interval (0; 1). Then

Y = F�1Y (X) (7)

has the desired distribution when F�1Y is the inverse function of FY . This method is well

suited for computer simulations since uniform random numbers are easily generated on acomputer.

With this method the �ow size and tapping durability for the di�erent kinds of outletscan be simulated directly. The time between tappings does however need special care.

13

A.2 Time between tappings

The time between tappings is described by a non-homogenous Poisson process. For thehomogenous Poisson process the time between tappings, T , is exponentially distributedwhile in the non-homogenous case we instead have that

P (T � t) = 1� exp

��Z t

0

�(u)du

�

where �(u) is the time-varying opening intensity. It follows from equation (7) that thetime between tappings can be simulated by solving

X = 1� exp

��Z T

0

�(u)du

�(8)

where X is a random number from R(0,1) and T is the time to be derived. Note that �(u)is a piecewise constant function, �g. 3. This approach is an alternative to the methodsuggested in Holmberg [11] and Gummérus [8]. Both methods should give the same resultbut this one reduces computer time.

From Holmberg's measurements we have the probability, p, for each hour of the day thata valve of a speci�c kind will be open. Given this probability we have to calculate theopening intensity. This step has not been carefully treated in previous works. We suggestthe following deduction.

Assume that the probability for an open valve is constant during each hour. This meansthat the time between two tappings occurring within the same hour is exponentiallydistributed. By de�nition p is

p =E(time open)

E(time open)+E(time closed):

De�ne

� = E(time open);

1=� = E(time closed);

which means that � is the wanted intensity while the time between consecutive tappingsis exponentially distributed. This gives

p =�

� + 1=�

from which it follows that

� =p

(1� p)�(9)

where p is given from measurement data and � can be calculated from the distributionfunction for open valve time.

14

A.3 Di�erent hot water temperature

The Holmberg model describes the �ow rate for 45�C water. Current design �ows arecalculated for 55�C water. Holmberg, [11], and Gummérus, [8], are using similar methodsfor modifying the �ow to �gures valid for 55�C water. The methods basically consistsof discarding either the smallest or largest �ow rate values. We �nd these methodsdoubtful, compare Holmberg [11] �g. 5.12, and complicated to use. Instead we rescaledthe simulated �ow rate such that the relative change in average �ow between 45�C and55�C in Holmberg was the same as in our model.

A.4 Simulation of total hot water consumption

Simulation of the �ow through the domestic hot water heater was performed by simulationof each outlet separately. The time between tappings is simulated by means of equation (8)and with opening intensities as in equation (9). The durability and the size are simulatedwith the general method given in equation (7). Finally the �ow through the heater isobtained by adding the �ow through all opened outlets.

B Extreme value theory

Extreme value theory gives a theoretical background for studying unusual events. Typicaltheoretical applications are in the development of theories for fatigue analysis. Applica-tions include design of oil platforms in the North Sea and embankments in the Netherlands.In these cases extreme value theory e.g. gives a possibility to compute the probability forthe largest waves during the lifetime of the constructions.

Pioneering work in the area of hot tap water load and extreme value theory was done byHarris in 1972 [9]. Recent works of Arvastson et. al. [3], Hoel [10] and Volla [18] havealready been mentioned. In its basic form extreme value theory gives the asymptoticproperties of the maximum

Mn = max(x1; x2; : : : ; xn)

of the sequence of n independent and identically distributed random variables xi, i =1; : : : ; n as n ! 1. The theory also studies dependent sequences as well as continuoustime processes.

An important result states that the limiting distribution for Mn, after rescaling, mustbe of one of three kinds, see Leadbetter et. al. [14] or Lindgren and Rychlik [15]. Inmany practical situations Mn is described by the Gumbel distribution with cumulativedistribution function

P (M1 � x) = exp��e�(x�b)=a� : (10)

This holds even under weaker assumptions than stated above, since neither the assumptionabout independence nor equal distribution are necessary. What is important is that thedependence decreases su�ciently fast and that the maximum could occur in one of asu�ciently large number of events, see Leadbetter et. al. [14]. Assuming that the latterstatement is valid, �nding the distribution of a sequence of maximum values has been

15

reduced to �nding suitable values of the two parameters a and b in 10. Given a sequencex1; x2; : : : ; xn of observations, the Maximum Likelihood estimates, a, b of the parametersa, b are given as the solution to

a = �x�Pn

i=1 xie�xi=aPn

i=1 e�xi=a

;

b = �a ln

1

n

nXi=1

e�xi=a

!:

The �rst equation can be solved with the Newton-Raphson algorithm. Note that �x =Pxi=n is the mean value of the sequence.

Given a Gumbel distribution, the level XN , that is only exceeded one time out of N isgiven by

XN = b� a ln

��ln

�1� 1

N

��:

C Analytical approach

An exact evaluation ofP (Z > q) = 0:0005

given the Holmberg model is a too complex task. An analytical expression for P (Z � z)which could be evaluated with a fast computer and good numerical routines is, however,within reach.

0 0.2 0.40

0.5

1Bath

Flow [l/s]0 0.2 0.4

0

0.5

1Washbasin

Flow [l/s]0 0.2 0.4

0

0.5

1Kitchen

Flow [l/s]

Figure 8: Smooth line is a gamma approximation of the cumulative distribution functionfor �ow while the piecewise constant function is the empirical cumulative distributionfunction.

Assume that the random �ow size has a gamma distribution. This is not exactly true buta reasonable assumption, as can be seen in �g. 8. The gamma distribution has probabilitydensity function

f(x) =1

ab�(b)xb�1e�x=a; x � 0:

Suitable parameters for the three distributions are given in tabel 1. The major advantagewith this assumption is that the sum of gamma distributed random variables is gammadistributed. More precisely we have

X1 2 �(b1; a)X2 2 �(b2; a)

�) X1 +X2 2 �(b1 + b2; a);

16

which means that if the �ow through each outlet is gamma distributed the total �owthrough all outlets of a speci�c kind is also gamma distributed.

Category b aBath 4:0 0:045Washbasin 3:2 0:026Kitchen 4:5 0:023

Tabel 1: Parameters in gamma distributions.

Let us introduce some notation

pB(l); pW (l); pK(l) =probability for open valve, at time l,

for each category of outlets.

fB(z; l); fW (z; l); fK(z; l) =density function for total �ow from

each category of outlets, at time l.

F (z; l) =cumulative distribution function for total

�ow, all categories, at time l.

Bayes' theorem together with the theorem of total probability, gives

fB(z; l) =nXi=1

1

aibB�(ibB)zibB�1e�z=a

�n

i

�pB(l)

i(1� pB(l))n�i;

the expressions for fW (z; l) and fK(z; l) are of the same form. The total �ow from allcategories is the sum of the �ow rates, which for the cumulative distribution means

F (z; l) =

Z Z ZzB+zW+zK�z

fB(zB ; l)fW (zW ; l)fK(zK ; l)dzB dzW dzK ; (11)

i.e. we have an expression for the cumulative distribution function for the total �ow duringa speci�c hour, l. Solving equation (11) is a very computer intensive task, and insteadsimulation of the system as in section 5.1 turns out to be a useful alternative.

17