injustering av vvc-kretsar - Svensk Fjärrvärme

injustering av vvc-kretsar 

Janusz Wollerstrand och Tommy Persson, 

LundsTekniska Högskola 

Forskning och Utveckling | 2004:118

INJUSTERING AV VVC-KRETSAR 

TERMOSTATISKA CIRKULATIONSVENTILER OCH DESS 

INVERKAN PÅ LEGIONELLA-SÄKERHET 

Forskning och Utveckling │ 2004:118 

Janusz Wollerstrand och Tommy Persson 

Lunds Tekniska högskola 

ISSN 1401-9264 

© 2004 Svensk Fjärrvärme AB 

Art nr FOU 2004:118

I rapportserien publicerar projektledaren resultaten från sitt projekt. 

Publiceringen innebär inte att Svensk Fjärrvärme AB tagit ställning till 

slutsatserna och resultaten.

Svensk Fjärrvärme AB │ FoU 2004:118 Injustering av vvc-kretsar 

Sammanfattning FOU 2004:118 – 

Injustering av vvc-kretsar 

I denna rapport kartläggs egenskaper hos tappvarmvattensystem med cirkulation i 

flerbostadshus eller motsvarande, då termostatiska cirkulationsventiler används. 

Temperaturnivån i sådana system beror till stor del på de använda ventilernas 

karakteristiska data. Därför inleddes arbetet med laboratorietester av de 

cirkulationsventiler som fanns tillgängliga på marknaden år 2003. Testriggen och 

mätresultat beskrivs i rapporten. Det konstaterades att ventilernas egenskaper varierar 

mycket mellan olika modeller och fabrikat. Den högsta uppmätta ventilförstärkningen 

och den lägsta uppmätta temperaturhysteresen valdes som referensvärden för vidare 

analys. 

För att kunna simulera hur varierande cirkulationsventilegenskaper inverkar på ett 

tappvarmvattensystemets drift skapades matematiska modeller. Modellerna 

motsvarade tappvarmvattenkretsen i flerbostadshus om 36 respektive 78 lägenheter. 

Resultat från både stationära och dynamiska simuleringar beskrivs i rapporten. Enligt 

de stationära beräkningarna kräver användning av termostatiska cirkulationsventiler en 

cirkulationspump med sådan kapacitet att ventilernas reglerauktoritet blir tillräcklig. 

Reglerfunktionen förbättras om kretsens mest perifera cirkulationsventiler har större 

förstärkning än de övriga ventilerna. Skillnader mellan det cirkulerande vattnets 

temperatur i olika stammar kan minskas genom lämplig justering av ventilernas 

börvärdesinställning. 

Resultat från dynamiska simuleringar visar att ett VVC-system fungerar 

tillfredställande om de termostatiska VVC-ventilernas egenskaper motsvarar de 

referensvärden som valdes utifrån laboratorieförsöken. Lägre förstärkning och/eller 

högre hysteres resulterar i ojämn temperaturfördelning i systemet och rekommenderas 

därför inte. Ventilernas tröghet visade sig vara av sekundär vikt. 

I rapporten studeras även hur Legionella utvecklas i tappvarmvattensystem under olika 

förutsättningar. Undersökningarna görs med hjälp av dynamiska simuleringar och 

andra teoretiska beräkningar. En enkel modell för tillväxt/avdödning av Legionella 

beskrivs. Det visas att om Legionella frigörs i en begränsad del av ett 

varmvattensystem som, utöver detta, fungerar väl, är risken liten för att Legionellakoncentrationen 

vid tappställena ska bli hög. Den huvudsakliga anledningen till detta 

är att infekterat vatten kommer att blandas med friskt vatten från övriga delar av 

systemet och därmed reduceras koncentrationen avsevärt. 

Höga koncentrationer vid tappställena uppstår främst om smittat vatten flödar direkt 

till ett tappställe utan att blandas med vatten från övriga delar av systemet. Dylika 

situationer kan t.ex. uppstå om temperaturnivån i framledningen är så låg att 

Legionella kan tillväxa i biofilmen där, om blindledningar släpper ut Legionella i en 

fördelningsledning eller om Legionella växer i en cirkulationsledning och vattnet av 

någon anledning kan flöda i fel riktning i ledningen (d.v.s. mot tappstället). 

│ 3

Summary FOU 2004:118 

The report investigates properties of domestic hot water circuits in residential 

buildings when thermostatic circulation valves are used in the circuit. The temperature 

level in the circuit seems strongly depend on the characteristics of the valves. For this 

reason, the investigation started with laboratory tests of the circulating valves present 

on the market during 2003. The test rig and the results are described in the report. It 

was stated that the spread between valve parameters is large (a factor 2-3 between the 

largest and smallest value). The largest gain and the lowest temperature hysteresis 

measured were chosen as the reference value set for further analysis. 

To simulate the influence of valve parameter variation on the operation of the hot 

water circuit, mathematical models were created. The models are describing a building 

with 36 and 78 flats respectively. Results of both static and dynamic calculations are 

described in the report. According to stationary calculations the proper choice of 

circulation pump in the circuit, ensuring that valve authority is high enough, is of great 

importance. The operation of the circuit improves if the gain of the most peripheral 

valves is higher than average gain. The temperature differences between the risers in 

the circuit can be decreased if differentiated temperature set-points of the valves are 

applied. 

Dynamic simulations confirm that the circuit operates properly if valves with 

properties comparable to those chosen as reference are used. To apply lower valve 

gain or higher hysteresis causes higher temperature fluctuations in the circuit and is 

not recommended. It was stated that valve dynamics was of minor importance to the 

operation of the circuit. 

In the paper is studied how Legionella develops in a domestic hot water (DHW) 

system at various conditions. The investigations are done through dynamic 

simulations and other theoretical calculations. A simple model for growth/dying of 

Legionella is described. It is shown that if Legionella is released in a limited part of a 

DHW system that, apart of this, is properly working the risk of getting large 

concentrations of Legionella at the taps is very small. The main reason for this is that 

the infected water in the return pipes will be mixed with water from other parts of the 

system before reaching the taps so that the concentration is decreased greatly. 

High concentrations of Legionella at the taps are primarily obtained if infected water 

flows directly to a tap without being mixed with water from other parts of the system. 

These situations can for instance arise if the temperature level in the supply pipes is so 

low that Legionella can multiply in the biofilm in the supply pipes, if a dead end pipe 

supplies Legionella to a DHW riser, or if Legionella grows in a DHWC riser and the 

water for some reason flows in the opposite direction (towards the taps).


Förord 

Föreliggande rapport redovisar resultat av en teoretisk och experimentell 

undersökning av funktion hos termostatiska cirkulationsventiler för tappvarmvatten 

som förekom på marknaden år 2003. Dessa resultat används vidare vid statisk och 

dynamisk simulering av medelstora tappvarmvattensystem med cirkulation utrustade 

med ovannämnda ventiler. Slutligen kombineras simuleringsmodellen med en enkel 

modell av hur Legionella-bakterier växer till i tappvarmvattenledningar beroende på 

temperatur. Möjlig bakterietillväxt i tappvarmvattensystem beroende på antagna 

brister i systemets injustering och på de termostatiska ventilernas egenskaper 

simuleras. 

Arbetet har utförts vid Institutionen för värme- och kraftteknik, LTH, inom ramen för 

Svensk Fjärrvärmes fjärrvärmetekniska forskningsprogram som finansieras av Svensk 

Fjärrvärme och Statens energimyndighet. Den praktiska delen av 

laboratorieexperimenten utfördes av tekn lic Peter Matsson som även tagit alla 

fotobilder som används i rapporten. De dynamiska simuleringarna utfördes av tekn lic 

Tommy Persson. Projektledaren har varit Tekn Dr Janusz Wollerstrand. Ett tack för 

synpunkter riktas till projektets referensgrupp bestående av Göte Ekström, Svensk 

Fjärrvärme, Lars Ehrlén, Växjö Energi AB, Christer Forslund, Gävle Energi AB, Rolf 

Jonsson, Cetetherm AB och Bertil Jönsson, Boverket. 

Förkortningar 

VV Tappvarmvatten 

VVC Tappvarmvatten cirkulation 

TCV 

q m,min 

q m,max 

eller kvs 

Xp 

q m,s 

Gc eller 

Gain 

Termostatisk cirkulationsventil (injusteringsventil), används i VVCkretsens 

stammar 

En ventils lägsta flödeskapacitet, [m 3 /h] 

En ventils högsta flödeskapacitet, [m 3 /h], gäller vid tryckfall 100 kPa om 

inget annat anges 

Proportionalband (avsett arbetsområde), [K] 

En ventils flödeskapacitet då reglerfelet är lika Xp , [m 3 /h] 

Proportionell förstärkning, 1000*q ms / Xp , [(l/h)/K] 

∆p Differenstryck eller tryckfall, [kPa] 

FC Fjärrvärmecentral 

v Flödeshastighet, [m/s] 

N Legionella-koncentration, [cfu/ml] 

B Konstant som beskriver tillväxt/avdödning av Legionella, [1/s] 

Nbio 

NH20 

Legionella i biofilmen 

Legionella i vatten 

Nutsläpp Utsläppt Legionella från biofilmen till vatten 

T Temperatur, [°C] 

Tventil Börvärdestemperatur för TCV, [°C] 

Tventil,defekt Börvärdestemperatur för defekt TCV, [°C] 

│ 5


Innehållsförteckning 

1. Bakgrund och syfte................................................................9 

2. Termostatiska cirkulationsventiler för VVC.......................11 

2.1. Inledning ........................................................................................ 11 

2.2. Avgränsningar............................................................................... 12 

2.3. Mätriggbeskrivning....................................................................... 13 

2.3.1. Kravspecifikation............................................................................. 13 

2.3.2. Testrigg - översikt ........................................................................... 13 

2.3.3. Temperaturreglering ....................................................................... 14 

2.3.4. Temperaturmätning......................................................................... 15 

2.3.5. Differenstryckreglering .................................................................... 15 

2.3.6. Mätning av differenstryck ................................................................ 16 

2.3.7. Flödesmätare .................................................................................. 17 

2.3.8. Datainsamling ................................................................................. 18 

2.4. Genomförande av ventiltest......................................................... 18 

2.5. Ventiler – utseendet och testresultat .......................................... 19 

2.6. Sammanställning av ventilegenskaperna och slutsatser ......... 27 

3. Temperaturnivåer i VVC-system utrustade med 

termostatiska cirkulationsventiler – simulering................29 

3.1. Inledning ........................................................................................ 29 

3.2. Simuleringsmodell för tappvarmvattensystem med VVC ......... 29 

3.3. Stationära beräkningar................................................................. 31 

3.4. Dynamisk simulering.................................................................... 36 

3.5. Slutsatser....................................................................................... 38 

4. Inverkan av temperaturnivåer i VVC-system på tillväxt av 

Legionellabakterier – simulering ........................................38 

4.1. Legionella ...................................................................................... 38 

4.2. Modellbeskrivning ........................................................................ 39 

4.3. Beräkningsresultat ....................................................................... 41 

4.3.1. Mekanismerna bakom tillväxt av Legionella i varmvattensystem ... 41 

4.3.2. Resultat från dynamiska simuleringar............................................. 43 

4.4. Diskussion..................................................................................... 48 

5. Slutsatser..............................................................................49 

6. Referenser ............................................................................50 

Bilaga 1 Bestämning av termostatventilens förstärkning enligt 

SS-EN 215/1 

│ 7


1. Bakgrund och syfte 

I byggnader som helt saknar varmvattencirkulation kan det vid låg tappvarmvattenlast 

ta upp till flera minuter innan vattnet vid tappstället uppnår acceptabel temperatur. För 

att lösa detta problem används VVC där rätt tempererat varmvatten kontinuerligt 

cirkulerar. Ett korrekt fungerande VVC-system reducerar avsevärt väntetiden på 

varmvatten och ökar därigenom tappvarmvattenkomforten högst betydande. De flesta 

större flerbostadshus i Sverige har idag någon form av system för cirkulation av 

varmvatten. 

VVC-systemen medför dessvärre inte enbart fördelar – kontinuerlig cirkulation av 

varmt vatten resulterar självklart i signifikanta värmeförluster. I moderna bostadshus 

kan dessa förluster grovt uppskattas till cirka 50-100 W per lägenhet, Wollerstrand [1]. 

För att minimera värmeförlusterna från varmvattencirkulationen är det önskvärt att ha 

så låg och jämn VVC-temperatur som möjligt. Alltför låg VVC-temperatur innebär 

dock risk för tillväxt av legionellabakterier. För att undvika legionellatillväxt, och den 

risk för hälsoproblem som detta medför, föreskriver Boverket att temperaturen på 

cirkulerande varmvatten i VVC-system inte får understiga 50°C i någon av systemets 

delar, BFS [2]. 

Boverkets temperaturkrav och värmeförlusterna i systemet gör att cirkulationsvattnet 

måste värmas till en temperatur som är högre än 50°C – hur hög beror just på 

systemets värmeförlust och dess hydrauliska injustering. Bild 1 visar en förenklad 

systemskiss över ett tappvarmvattensystem med VVC med tre vertikala 

fördelningsledningar (stammar). 

Bild 1 Systemskiss över ett tappvarmvattensystem med VVC med tre 

vertikala fördelningsledningar (Källa: P Matsson). 

Varmvatten- 

Domestic hot water circulation circuit with vertical distribution branches 

(Source: P. Matsson) 

VVC-pump 

│ 9


10 │ 

På grund av värmeförluster faller temperaturen i systemet längs både tappvarmvattenoch 

cirkulationsledningar. VVC-flödet genom de vertikala fördelningsledningarna 

kommer på grund av tryckfall inte att vara samma i varje ledning (högst flöde närmast 

cirkulationspumpen). Detta leder till olika temperaturnivåer i stamledningarna (lägre 

temperatur ju längre bort från pumpen). För att säkerställa Boverkets temperaturkrav i 

hela systemet är det av yttersta vikt att justera in VVC-systemet hydrauliskt så att 

temperaturen är av samma storleksordning i systemets alla delar. Genom injusteringen 

kommer flödet i de från beredaren mer avlägsna stammarna att bli signifikant högre än 

flödet i de främre, detta för att kompensera för temperaturfallet i den gemensamma 

källarledningen. Injusteringen minimerar värmeförlusterna genom att minimera den 

erforderliga beredartemperaturen, DVGW [3]. 

I praktiken är injusteringen aldrig perfekt, och försämras med tiden. Försämringen kan 

vara gradvis eller uppstå plötsligt på grund av igensättning av en eller flera 

cirkulationsslingor. Ett system utrustat med termostatiska cirkulationsventiler är 

mindre känsligt för att hydraulisk obalans uppstår. Ojämn tappvarmvattencirkulation 

kan dock uppstå även där om igensättning av ledningarna med tiden blir för stor, eller 

om cirkulationspumpens pumphöjd är för liten. Även ventilernas tekniska egenskaper, 

såsom hysteres, spelar roll här. Det är viktigt att veta hur ojämn 

tappvarmvattencirkulation och de resulterande temperatursänkningar i berörda delar 

av tappvarmvattensystemet kan påverka eventuell tillväxt av bakterier Legionella. 

Syftet med föreliggande arbete är att undersöka egenskaper hos på marknaden 

befintliga termostatiska cirkulationsventiler för tappvarmvattensystem och använda 

dessa egenskaper vid simulering av temperaturnivåer i tappvarmvattensystem med 

cirkulation. Simuleringsresultat skall svara på frågan vilka ventilegenskaper är 

önskvärda med tanke på Boverkets temperaturkrav och på möjlig Legionella-tillväxt i 

tappvarmvattensystem.


2. Termostatiska cirkulationsventiler för VVC 

2.1. Inledning 

Hydraulisk injustering av VVC-stammar sker med hjälp av injusteringsventiler som 

stryper delflödena till rätt nivå. Ventilerna monteras i samtliga stammar enligt bild 2.1. 

Det förekommer två olika typer av ventiler för injustering av VVC-kretsar – statiska 

och termostatiska, se bild 2.2 och 2.3. I befintliga VVC-installationer är statiska 

ventiler den mest förekommande typen men vid nybyggnation och renoveringar blir 

termostatiska ventiler allt vanligare. 

Bild 2.1 VVC-krets med strypventiler för hydraulisk injustering av de olika 

stammarna (Källa: P Matsson). 

Domestic hot water circulation circuit with balancing valves in all branches 

(Source: P. Matsson) 

VVC-ventil 

Sedan flera år finns ett antal termostatiska VVC-ventiler på marknaden. Dessa har 

varierande dimensioner och egenskaper. Det finns ingen standard angående krav som 

en termostatisk VVC-ventil ska uppfylla. I detta arbete har standarden SS-EN 215/1 

[5] gällande provning av termostatiska radiatorventiler tagits till hjälp. 

Detta kapitel beskriver resultat av laboratorieundersökning som kartlägger grundläggande 

ventilkarakteristika hos sju olika termostatiska VVC-ventiler (från sex olika 

tillverkare) som idag finns på marknaden. Med grundläggande ventilkarakteristika 

menas: proportionalitetsband, maximal kapacitet (kvs), förstärkning, hysteres, 

tidskonstant och dödtid. Testresultaten ger uppfattning om gängse dimensionering av 

termostatiska VVC-ventiler och skapar underlag för datorsimuleringar av VVC-kretsar 

utrustade med sådana ventiler, redovisade i nästföljande kapitel. 

│ 11


12 │ 

Bild 2.2 Konventionell injusteringsventil för manuell statisk injustering av 

cirkulationssystem. Ventilen är utrustad för uttag för 

tryckfallsmätning. Fabrikat TA. 

Manual valve for hydraulic balancing of circulating systems, equipped with pressure 

connectors. Manufacturer: TA. 

Bild 2.3 Termostatisk VVC-ventil för flödesjustering efter inställd 

temperatur. Justerbart kvs-värde. Fabrikat Oventrop 

Thermostatic circulation valve with variable flow capacity (kvs-value). 

Manufacturer: Oventrop. 

2.2. Avgränsningar 

Det främsta målet med denna undersökning är att ge en bild av hur karakteristika 

egenskaper hos dagens termostatiska VVC-ventiler varierar mellan olika fabrikat. 

Undersökningen avser inte någon komplett utvärdering av respektive ventilfabrikat 

och av denna anledning har endast ett exemplar av varje produkt testas. Inte heller 

undersöks hur ventilernas karakteristiska parametrar ändras med tiden. En komplett 

undersökning av funktionen hos specifika ventilmärken har ej heller ingått i 

föreliggande projekt.


2.3. Mätriggbeskrivning 

2.3.1. Kravspecifikation 

För att kunna genomföra mätningarna har en testrigg konstruerats. 

Kravspecifikationen för rigg och mätutrustning var initialt: 

Varierbar vattentemperatur i intervallet 20-70 °C 

Stabil vattentemperatur – mindre än 0,2 °C avvikelse från börvärde 

Möjlighet att skapa ett snabbt och distinkt temperatursteg från en stabil 

temperaturnivå till en annan stabil nivå 

Noggrann temperaturmätning av vattnet genom testobjekt 

Möjlighet att konstanthålla differenstrycket över testobjektet, oberoende av 

temperaturvariationer 

Mätning av differenstrycket över testobjektet 

Mätning av flödet genom testobjektet 

Pålitligt system för registrering/insamling av mätdata 

2.3.2. Testrigg - översikt 

Den testrigg som byggdes visas schematiskt i bild 2.4, vissa detaljer har utelämnats för 

tydlighetens skull. 

Bild 2.4 Schematisk uppbyggnad av testriggen. Använda beteckningar: 

”hv” – hetvatten, ”vv” – varmvatten, ”rv” – returvatten, ”q” – VVCflöde, 

”T”- temperatur. 

Schematic test rig construction. Nomenclature; ”hv” – hot supply water, ”vv” – warm 

water, ”rv” – return water, ”q” – circulating water flow, ”T”- temperature. 

PID 

Panna 

hv 

Variabel 

kylning 

n 

rv 

vv 

Tf 

T1 

Testobjekt 

P 

VVC 

T2 

q 

Variabel 

kylning 

│ 13


14 │ 

Riggen fungerar enligt följande: En elektrisk panna levererar hetvatten. För att få 

önskat differenstryck över testobjektet användes en varvtalsreglerad cirkulationspump. 

Vattentemperaturen kan ställas in mellan 60-120 °C. Eftersom själva pannans 

temperaturreglering är alltför grov för de aktuella försöken används en extern PIDreglerad 

trevägs blandningsventil som blandar hett vatten från pannan med svalare 

returvatten från riggen. För att kunna uppnå temperaturvariation 20-60 °C kyls 

returvattnet i en extern värmeväxlare innan det når blandningsventilen. 

För att kunna skapa ett distinkt temperatursteg vid undersökning av testobjektets 

tidskonstant kompletterades riggen med en manuell trevägsventil och ytterligare en 

värmeväxlare för kylning av vattenflödet. Med ventilen kan flödet styras antingen 

genom värmeväxlaren eller förbi den. Kylningseffekten uppnås med hjälp av kallt 

tappvatten (ca 10 °C). 

Bild 2.5 VVC-riggen. Datalogger, elpanna och cirkulationspump är inte 

med på bilden. 

The test rig. The data logger, the electrical boiler and the circulating pump not on picture. 

2.3.3. Temperaturreglering 

Strategin för testkörningen av en ventil går ut på att variera temperaturen på vattnet 

som strömmar genom ventilen och kontinuerligt mäta flöde, temperatur och 

differenstryck. Varje ventilundersökning inleddes med en testkörning för att få 

uppfattning om ventilens storlek, proportionalitetsband, dödtid och tidskonstant. 

Utifrån denna testkörning utformades individuella temperaturprogram för varje ventil. 

Som det beskrivits i föregående avsnitt användes en PID-reglerad trevägsventil för att 

blanda vatten så att önskad temperatur erhölls. PID-regulatorn styr kontinuerligt 

trevägsventilen så att det blandade vattnet ska hålla samma temperatur som det 

börvärde som ställts in. Genom att ändra PID-regulatorns börvärde efter aktuellt


temperaturprogram erhålls önskat temperaturförlopp i testriggen. Denna styrning av 

börvärde kan göras antingen med en manuell kontroll eller med ett datorbaserat 

system. Den manuella styrningen användes som komplement vid initiala test. Vid de 

slutliga testerna användes uteslutande det datorbaserade systemet för att garantera 

jämna och exakta förlopp. 

Det uppsatta målet för stabil vattentemperatur var mindre än 0,2 °C avvikelse från 

börvärdet. Ett fåtal av testerna levde inte upp till detta kriterium och gjordes därför 

om. Instabiliteten berodde sannolikt på att blandningsventilen inte klarade av att 

hantera (strypa) de differenstryck som uppkom. 

2.3.4. Temperaturmätning 

Temperaturen på vattnet genom testobjektet är en av de storheter som måste mätas för 

att kunna kartlägga en ventils karakteristik. Vid mätningarna användes 

temperaturgivare av typ PT100 (fyrtråds, feltoleransklass DIN B/10, tillverkade av 

Pentronic AB, [4]). För att säkerställa mätnoggranheten kalibrerades samtliga givare i 

ett temperaturbad mot en referensgivare med total feltolerans bättre än ± 0,01 K. I 

testriggen användes två givare, en placerad alldeles framför testventilen och en efter, 

se Bild 2.6 (se även Bild 2.4). Under normala förhållanden (isolerad ledning, stabilt 

flöde) var den registrerade skillnaden i deras visning inom ± 0,05 K varav brus ± 0,02 

K vid medelvärdesbildning 5 värden/5 sekunder. 

Bild 2.6 Testobjekt med temperaturgivare monterade såväl framför som 

bakom ventilen. Givarna är av typen PT-100, fyrtrådsanslutning. 

A valve tested with temperature sensors type Pt-100 (4-wire) connected immediately 

before and after the valve. 

PT 100 

2.3.5. Differenstryckreglering 

Ett av de krav som ställdes från början var att kunna konstanthålla differenstrycket 

över testobjektet. För att klara detta krav användes en PID-reglerad cirkulationspump. 

Vid de första körningarna visade det sig dock att differenstryckregleringen på ett 

signifikant sätt påverkade stabiliteten vid reglering av vattentemperaturen fram till 

testriggen. Detta berodde på att vid testerna varierades cirkulationsflödet inom ett 

│ 15


16 │ 

mycket brett område varvid tryckfallsförhållanden kring temperaturregulatorns 

blandningsventil förändras kraftigt. För att kringgå detta problem genomfördes 

försöken med konstant varvtal på cirkulationspumpen och differenstryck tilläts variera 

högst 50 % kring en driftspunkt vald för att vara realistisk vad gäller VVC-system (20 

kPa differenstryck över mätobjektet). Följderna av det varierande differenstrycket var 

begränsade eftersom pumpens pumpkurva är relativt flack inom det intressanta 

arbetsområdet. För att kunna fastställa de testade ventilernas flödeskarakteristiker 

(som gäller vid konstant tryckfall) räknades de uppmätta flöden om till vad som gäller 

vid differenstryck 20 kPa direkt i dataloggern. 

Det kan påpekas att en VVC-ventil i en verklig installation inte alls arbetar med 

konstant differenstryck – ur det hänseendet är testarrangemanget mer verklighetstroget 

än ett med konstant differenstryck. 

2.3.6. Mätning av differenstryck 

Differenstrycket över testobjektet mäts med en differenstryckmätare av fabrikat 

Schoppe & Faeser (se Bild 2.7). Mätaren mäter tryckskillnaden mellan de två 

tryckuttagen som är placerade strax före respektive efter testobjektet (se Bild 2.8). 

Mätområdet är 40 kPa och felet uppgår maximalt till 0,06 Pa. 

Bild 2.7 Differenstryckmätaren av fabrikat Schoppe & Faeser som 

användes vid testen. 

Differential pressure transmitter used, manufactured by Schoppe & Faeser.


Bild 2.8 Tryckuttag, före och efter testobjektet, med slangar som löper upp 

till differenstryckmätaren (Foto: P Matsson). 

Pressure connectors, before and after the valve tested, and the connecting tubes to the 

transmitter. 

2.3.7. Flödesmätare 

Vid testen användes en induktiv flödesmätare av fabrikat Krohne (IFS 4000, DN 10), 

se Bild 2.9. Mätaren placerades vertikalt i returledningen från testriggen strax efter 

testobjektet. Mätarens maximala kapacitet var 850 l/h, högsta mätfel vid pulståg som 

utsignal: ± 0,4% vid v≥1 m/s (d.v.s. flöde ≥ 280 l/h) och ± (0,3%+0,3 l/h) annars. 

Bild 2.9 Flödesmätaren som använts vid testen. Mätaren är av induktiv typ 

och är fabrikat Krohne. 

Electromagnetic flow meter used. Manufacturer: Krohne. 

│ 17


18 │ 

2.3.8. Datainsamling 

För att samla in alla mätsignaler från temperaturgivare, differenstryckmätare och 

flödesmätare och lagra dessa med korrelerande tidpunkter så behövs ett 

insamlingssystem för mätdata. Insamlingssystemet som användes vid testerna är 

uppbyggt av följande tre huvuddelar: 

Datalogger PC 2100 från Intab AB med 16 bitars A/D omvandlare 

Standard PC-dator 

Mjukvaruprogrammet EasyView 5 för mätdatahantering (Intab AB) 

Dataloggern mäter, registrerar, och sparar alla signaler som kommer från testriggens 

olika givare och mätare. Därefter skickas mätvärdena till PC:n där mjukvaran 

översätter mätsignalerna till mätvärden (flöde, tryck och temperatur). Mätvärdena 

sparas sedan och kan exporteras för vidare bearbetning till andra mjukvaruprogram 

såsom MS Excel och Matlab. Loggerns största onoggrannhet vid enstaka mätning av 

temperatur med Pt100-givare kan uppgå till ± 0,27 K. Onoggrannheten reduceras till 

högst ± 0,12 K genom tillämpning av medelvärdesbildning av 5 löpande mätvärden. 

2.4. Genomförande av ventiltest 

De undersökta termostatventilerna karakteriseras av olika inställningsmöjligheter och 

arbetsområden. Därför var det nödvändigt att inleda varje test med en undersökning av 

den aktuella ventilens öppnings- respektive stängningspunkt vid det valda börvärdet 

(typiskt 50 °C). Detta gjordes genom att det cirkulerande vattnets temperatur ändrades 

successivt i likadana steg tills flöde genom den testade ventilen inte längre varierade, 

eller upphörde helt. Inledningsvis gjordes detta manuellt, men det visade sig snabbt att 

en del av ventilerna hade lång reaktionstid, upp till 390 sekunder för att uppnå 50% av 

lägesförändring, varför undersökningarna drog ut på tiden. Av denna anledning 

infördes programmerbar styrning av börvärde hos temperaturregulatorn. En ytterligare 

fördel med ett sådant förfarande var att varaktigheten hos varje stegförändring av 

temperaturen blev exakt samma (c:a tre gånger reaktionstid för respektive ventil). I 

denna fas av testerna gjordes det även eventuella justeringar av PID-regulatorns 

inställning. 

Bild 2.10 visar resultat från ett test där stegvis ökning av temperaturen från 35,2 °C till 

48,8 °C medför en minskning av flödet från 330 till 0 l/h, varvid tryckfallet över 

ventilen ökar från 128 till 250 mbar (12,8 resp. 25 kPa). Observera att flödet i Bilden 

är omräknat för att motsvara ett konstant tryckfall 200 mbar (20 kPa) över ventilen. 

Man kan se på temperaturförloppet, till höger i diagrammet, att konstanthållning av 

temperaturen är något sämre då ventilen närmar sig sitt stängda läge. Detta har dock 

ringa betydelse för framtagning av ventilkarakteristiken så länge variationerna är 

markant mindre än ventilens hysteres. 

Presentation av resultat av alla genomförda tester visas i avsnitt 2.6.


Bild 2.10 Ett exempel på en inledande testkörning för att fastställa ventilens 

arbetsområde och tidsfördröjning. Vattnets temperatur förändras 

stegvis varefter flödet genom ventilen förändras beroende på 

ventilens flödeskarakteristika. Flödeskurvan i diagrammet gäller 

vid konstant tryckfall över ventilen, 200 mbar (20 kPa). 

Initial test run identifying the working range and the dynamic behaviour of the valve. The 

water temperature is changed stepwise causing the flow rate changes which depends on 

the flow characteristics of the valve. The flow curve plotted is valid for constant differential 

pressure across the valve, 20 kPa 

2.5. Ventiler – utseendet och testresultat 

Detta avsnitt presenterar mätresultat erhållna vid provning av de ventiler som 

anskaffats. De testade fabrikat är: Danfoss, Honeywell, Oventrop, TA Hydronics, 

Frese och MMA. Ventilutförandet var det som såldes av respektive tillverkare vid 

årsskiftet 2002/2003 undantaget Danfoss då även en något äldre modell av samma typ 

av ventil (anskaffad 1999) testades. För varje ventil visas först en fotobild (Bild 

2.11a–2.17a) varefter visas ett diagram med mätserier tagna direkt från provning (Bild 

2.11b–2.17b, till vänster) och ett diagram med flöde som funktion av vattnets 

temperatur (Bild 2.11b–2.17b, till höger). 

Den tunna linjen i det högra diagrammet visar dynamiska förlopp erhållna vid 

provning medan den tjocka linjen sammanbinder de stationära punkterna, relevanta för 

framtagning av respektive ventils karakteristiska egenskaper. Avvikelsen mellan det 

dynamiska och det stationära förloppet kan förklaras med ventilernas tidsfördröjning 

(tröghet) varvid en större avvikelse indikerar en större tröghet. I de stationära 

punkterna gäller att varken temperatur eller flöde genom ventilen får ändras mer än 

0,1 K respektive c:a 0,5–1,5 l/h under fem efter varandra följande mätsamplingar (för 

att uppnå bästa resultat justeras villkoret för när flödet anses vara stabilt upp eller ner 

│ 19


20 │ 

beroende på ventilens storlek, d v s kvs-värde, och om ventilen befinner sig nära stängt 

eller nära öppet läge). 

Bild 2.11a Fotobild av termostatisk VVC-ventil fabrikat Danfoss A/S (senaste 

version). 

A photo of thermostatic circulating valve manufactured by Danfoss A/S (latest version).


Bild 2.11b Resultat av provning av VVC-ventilen fabrikat Danfoss A/S 

(senaste version). Observera avsiktligt bypassflöde i stängt läge. 

A test result of thermostatic circulating valve manufactured by Danfoss A/S (latest 

version). Intentionally implemented leakage flow is to be noted. 

Bild 2.12a Fotobild av termostatisk VVC-ventil fabrikat Honeywell. 

A photo of thermostatic circulating valve manufactured by Honeywell. 

│ 21


22 │ 

Bild 2.12b Resultat av provning av VVC-ventilen fabrikat Honeywell. 

Observera avsiktligt bypassflöde i stängt läge. 

A test result of thermostatic circulating valve manufactured by Honeywell. Intentionally 

implemented leakage flow is to be noted. 

Bild 2.13a Fotobild av termostatisk VVC-ventil fabrikat Oventrop. 

A photo of thermostatic circulating valve manufactured by Oventrop.


Bild 2.13b Resultat av provning av VVC-ventilen fabrikat Oventrop. 


A test result of thermostatic circulating valve manufactured by Oventrop. Intentionally 


Bild 2.14a Fotobild av termostatisk VVC-ventil fabrikat Danfoss A/S, äldre 

utförande. 

A photo of thermostatic circulating valve manufactured by Danfoss A/S (early version). 

│ 23


24 │ 

Bild 2.14b Resultat av provning av VVC-ventilen fabrikat Danfoss A/S (äldre 

utförande). 

A test result of thermostatic circulating valve manufactured by Danfoss A/S (early 

version) 

Bild 2.15a Fotobild av termostatisk VVC-ventil fabrikat TA Hydronics AB. 

A photo of thermostatic circulating valve manufactured by TA Hydronics AB.


Bild 2.15b Resultat av provning av VVC-ventilen fabrikat TA Hydronics AB. 

A test result of thermostatic circulating valve manufactured by TA Hydronics AB. 

Bild 2.16a Fotobild av termostatisk VVC-ventil fabrikat Frese A/S. 

A photo of thermostatic circulating valve manufactured by Frese A/S. 

│ 25


26 │ 

Bild 2.16b Resultat av provning av VVC-ventilen fabrikat Frese A/S. 


A test result of thermostatic circulating valve manufactured by Frese A/S. Intentionally 


Bild 2.17a Fotobild av termostatisk VVC-ventil fabrikat MMA AB. 

A photo of thermostatic circulating valve manufactured by MMA AB.


Bild 2.17b Resultat av provning av VVC-ventilen fabrikat MMA AB. 

A test result of thermostatic circulating valve manufactured by MMA AB. 

2.6. Sammanställning av ventilegenskaperna och slutsatser 

De egenskaper som är avgörande för en ventils funktion är dess förstärkning, hysteres, 

dödtid och tidskonstant. Förstärkningen definieras som ändring av flöde genom 

ventilen per grad av temperaturändring och kan grovt sägas bero på ventilens 

maximala kapacitet, kvs och dess proportionalitetsband, Xp. I praktiken är alla ventiler 

mer eller mindre olinjära i närheten av både fullt stängt och fullt öppet läge. Dessutom 

är de delar av ventilkarakteristiken som gäller vid stora temperaturavvikelser från 

börvärdet ointressanta vid praktisk drift. Därför bör man bestämma ventilens 

förstärkning inom dess sannolika driftsområde. 

En bra vägledning för hur detta kan göras ges av normen SS-EN 215/1 [5]. Det 

framgår där att det förväntade driftsområde hos en självverkande termostatisk ventil 

ligger inom 25–50% av kapaciteten som gäller vid den största förväntade 

temperaturavvikelsen från börvärdet, som för radiatortermostater är 2 K. Således skall 

ventilens förstärkning bestämmas utifrån dess egenskaper inom det förväntade 

driftsområdet. Samma förfarande kan tillämpas på termostatiska VVC-ventiler med en 

modifikation att temperaturens variationsområde i en VVC-krets är typiskt 50–55 °C d 

v s 5 K . 

Bild 2.18 visar en sammanställning av alla testresultat där det för oss intressanta 

arbetsområdet visas. För att underlätta jämförelsen är alla kurvor justerade för att 

motsvara samma börvärdesinställning, 54 °C. Förstärkningen avläses som 

ventilkarakteristikans lutning inom temperaturområdet 48–54 °C (ungefär, jmf Bilaga 

1). Hysteresen avläses som det horisontellt uppmätta avståndet mellan de parallella 

öppnings- respektive stängningskurvorna för respektive ventil. Trögheten avlästes ur 

mätdata erhållna vid separat provning (visas inte här). 

│ 27


28 │ 

Bild 2.18 Sammanställning av testresultat för framtagning av ventilernas 

karakteristiska egenskaper. Alla kurvor justerade för 

börvärdesinställning 54 °C. 

A comparison of all test results with a purpose to derive the characteristic properties of 

the valves. All curves are adjusted to correspond temperature set point 54 °C. 

Tabell 2.1 Sammanställning av ventilernas karakteristiska egenskaper 

erhållna utifrån testresultat. 

VVC-ventil 

Fabrikat och 

beteckning 

A putting together of the characteristic properties of the valves stated as the result of the tests. 

kvs 

beräknat 

vid 100 

kPa 

[m 3 /h] 

qm max 

uppmätt 

vid 20 

kPa 

[l/h] 

qm s 

uppmätt 

vid 20 

kPa 

Xp=5 K 

[l/h] 

qm min 

uppmätt 

vid 20 

kPa 

[l/h] 

Förstärkning 

qm s/Xp s 

vid 20 kPa 

[(l/h)/K] 

Hyste-res 

[K] 

Tidsfördröjning 

Danfoss 

MTCV 

Basic (ny) 

1,36 608 180 30 36 3 5 22 

Honeywell 

Alwa-Kombi- 

4 

0,73 326 220 80 28 1,9 90 170 

Oventrop 

Aquastrom 

T+ 

0,99 443 310 100 62 2,6 160 230 

Danfoss TCV 

(äldre) 

1,36 608 205 0 41 0,8 2 12 

TA-Therm 2,34 1046 180 0 36 0,8 4 15 

Frese 

TemCon+ 

1,08 483 320 35 64 1,4 30 60 

MMA VVC-18 0,75 335 255 0 51 0,9 6 12 

Min-max 0,73–2,34 

[s] 

Tidskonstant 

(50% av 

steg) 

[s] 

326– 

1046 180–320 0–100 28–64 0,8–3 2–160 12–230


Tabell 2.1 visar en sammanställning av ventilernas egenskaper. I den understa raden 

visas det lägsta respektive största värde som förekommit i respektive kolumn. 

Jämförelse mellan qm max och qm s visar att flera ventiler är överdimensionerade 3–5 

gånger. En ventil med hög förstärkning och liten hysteres (högst 1–1,5 K) är att 

föredra. Bland de testade ventilexemplaren uppfyller MMA’s VVC-18 och Frese’s 

TemCon+ bäst dessa krav. Observera dock att inga tester har gjorts med fler exemplar 

av var och en ventilfabrikat. 

3. Temperaturnivåer i VVC-system utrustade 

med termostatiska cirkulationsventiler – 

simulering 

3.1. Inledning 

I detta kapitel beskrivs problem som uppstår i tappvarmvattensystem med cirkulation i 

flerbostadshus eller motsvarande. För att temperaturnivån i sådana system skall hållas 

på rätt nivå kan termostatiska VVC-ventiler användas. Detta kan dock medföra 

problem, andra än vid konventionell injustering av VVC-system. Frågan belyses här 

med hjälp av både stationär och dynamisk simulering. De använda matematiska 

modellerna beskriver tappvarmvattensystem utrustade med VVC-ventiler och 

motsvarande system i flerbostadshus om 12 respektive 36 lägenheter. VVCventilernas 

karakteristiska egenskaper som använts i simuleringar baseras på resultat 

av laboratorieförsök som beskrivits i föregående kapitel. 

3.2. Simuleringsmodell för tappvarmvattensystem med VVC 

Ett typiskt tappvarmvattensystem i ett flerbostadshus består av en 

tappvarmvattenberedare (1), distributionsledningar (2), cirkulationsledningar (3), en 

cirkulationspump (4) och kopplingsledningar (5) (se schematisk bild i Bild 3.1). 

Vattnet cirkuleras mellan tappvarmvattenberedaren och ett antal stammar belägna på 

olika avstånd från beredaren. Beroende på det hydrauliska motståndet i rörsystemet 

blir flödesfördelning ojämn mellan stammarna, varvid flödet blir lägst i den ytterst 

placerade stammen, om inte hydraulisk injustering av systemet tillgrips. Man kan visa 

att, om det cirkulerande vattnets returtemperatur i alla stammar skall hållas på samma 

nivå i hela systemet, då måste flödet i den yttersta stammen vara betydligt större än 

flödet i stammarna närmast beredaren. Detta beror på att den inkommande 

tappvarmvattentemperaturen i varje stam sjunker med ökande avstånd från beredaren 

på grund av värmeförluster. En uttömmande beskrivning av detta fenomen ges i 

DVGW [3]. 

Systemet har 12 stammar som försörjer tre lägenheter var med tappvarmvatten. För att 

förenkla simulering antas det att i varje stam finns det bara ett tappställe med 

förbrukningsmönster som motsvarar tre lägenheters förbrukning av tappvarmvatten. 

Dimensionering av tappvarmvattenledningarna följer VVS-branschens 

rekommendationer, Åkerblad [6]. Rördiametrarna väljs så att den högsta tillåtna 

flödeshastigheten vid tappning är 1 m/s och motsvarande hastighet vid enbart 

cirkulation, då cirkulationsflödet är tillräckligt för att kompensera för systemets 

värmeförluster, är 0,3 m/s. Värmeförlusterna antogs till att börja med vara 12 W/m för 

VV-ledningar och 0 W/m för VVC-ledningar (gäller för VV- och VVC-ledningar som 

är samisolerade). Vid dynamisk simulering, på grund av numeriska problem, visade 

│ 29


30 │ 

det sig vara önskvärt att ändra fördelningen av värmeförlusterna till 10 W/m för VVledningar 

och 2 W/m för VVC-ledningar, vilket inte påverkar de slutliga resultaten 

nämnvärt. Omgivningstemperaturen antogs vara 20 °C. De karakteristiska 

parametrarna för termostatiska VVC-ventiler väljs enligt slutsatser presenterade i 

föregående kapitel. 

Den dynamiska simuleringsmodellen beskrivs närmare i Persson & Wollerstrand [15] 

och kommer ej diskuteras vidare här med undantag från en faktor som skiljer 

modellen i detta arbete från den som beskrivs i [15]. Förutom faktorer som 

värmeförluster och ventilrörelser etc. även transporttider beaktas. Vid beräkning av 

flödesfördelningen i system med avtappningspunkter (i vårt fall vattenkranar) måste 

de resulterande ekvationerna lösas iterativt. Detta innebär i sin tur en dramatisk ökning 

av beräkningstiden. Av denna anledning beräknas flödesfördelningen i modellen på ett 

förenklat vis. I varje tidsteg beräknas varmvattencirkulationsflödena under antagandet 

att inget vatten tappas. Eventuella tappflöden adderas sedan till varmvattencirkulationsflödena 

för att bestämma de totala flödena i fördelningsledningarna. 

På grund av förenklingen förloras en del av dynamiken i systemet som orsakas av att 

differenstrycket över injusteringsventilerna förändras då en tappning 

påbörjas/avslutas. I föreliggande fall kommer felet som orsakas av förenklingen att 

begränsas på grund av det faktum att injusteringsventilerna är av termostatisk typ. En 

termostatisk ventil anpassar sin öppningsgrad (d.v.s. flödet) för att försöka uppnå det 

börvärde som den är inställd på. Således finns det en återkoppling mellan temperatur 

och flöde. Av denna anledning kan de förenklade flödesberäkningar som görs i detta 

arbete i princip betraktas som ett system där samtliga injusteringsventiler är försedda 

med en differenstrycksregulator. Med tanke på övriga förenklingar som görs vid 

modelleringen, främst med avseende på tillväxt/avdödning av Legionella (se nästa 

kapitel), och den stora förbättringen med avseende på beräkningshastighet anses 

förenklingen vara acceptabel. 

Bild 3.1 Principiellt schema av ett tappvarmvattensystem med cirkulation 

och TCV. 

Stam nr: 

V FJV, fram 

V FJV, ret 

(1) 

Principal scheme of a domestic hot water circulation system and TCV. 

(2) 

1 

(5) 

(4) 

V VV 

(3) 

2 

(3) 

V VVC 

11 

Termostatisk VVC-ventil 

12 

5 m 

8.5 m 

Värmeförluster: 

VV-ledningar: 12 W/m 

VVC-ledningar: 0 W/m 

(på grund av samisolering) 

Förutsättningar: 

vvv < 1.0 m/s 

vvvc < 0.3 m/s 

Tvv = 55 °C 

T vvc, stam = 51 °C


3.3. Stationära beräkningar 

Som första steg ett antal stationära beräkningar genomfördes. Bild 3.2–3.5 visar 

beräknade flöden, temperaturer och ventillägen i det betraktade systemet (Bild 3.1), 

under förutsättning att alla TCV har samma storlek, qm,s,= 0.4 m 3 /h, och utan att 

hysteres beaktas. Differentialtrycket mellan cirkulationspumpens inlopp (4) och 

värmeväxlarens utlopp (1) har antagits vara 30 kPa. För att kompensera för att 

differenstrycket sjunker med ökande avstånd från pumpen, ledningar i den allra sista 

stammen, nr 12, har fått något högre innerdiameter jämfört med de angränsande 

stammarna. 

I det första beräkningsfallet (Bild 3.2), proportionalbandet, Xp, var 5 K vilket 

motsvarar proportionell förstärkning, Gc = 0.08 m 3 /h/K, och kan betraktas som rimligt 

högt. Börvärde för alla TCV valdes till 51.9 °C så att VVC-returtemperaturen i den 

sista stammen blev 50 °C. Beräkningsresultat visar att cirkulationsflödet i respektive 

stam ökar med ökande avstånd från tappvarmvattenberedaren (ökande stamnummer) 

samtidigt som returtemperaturen sjunker. Man kan konstatera att temperaturnivån i 

stammar närmast beredaren är onödigt hög vilket beror på det stationära felet hos 

TCV. Den totala VVC-returtemperaturen vid inloppet till beredaren är 50.8 °C. 

I fall två, Bild 3.3, ventilförstärkningen ökas till 0.16 m 3 /h/K (Xp=2.5 K). Detta 

resulterar i att dubbelt så högt flöde kan passera TCV vid given temperaturavvikelse 

jämfört med fall ett. Därför kan börvärdet som är nödvändigt för att uppnå 50 °C 

temperatur i stam nr 12 sänkas till 50.95 °C. VVC-temperaturerna blir nu överlag 

jämnare och den gemensamma VVC-returtemperaturen blir 50.45 °C. Ett annat sätt att 

åstadkomma motsvarande temperaturutjämning är att öka TCV-kapaciteten i de mest 

avlägsna stammarna. Bild 3.4 visar beräkningsresultat för fall tre, då TCV-kapaciteten 

i stam nr 11 resp. 12 ökades med en storlek (60% större kvs) medan förstärkningen var 

som i fall ett. Det nödvändiga TCV-börvärde blir nu 51.2 °C och den gemensamma 

VVC-returtemperaturen, 50.35 °C, vilket är samma storleksordning som i fall två. 

Bild 3.5 visar det sista beräkningsfallet då alla TCV har samma kapacitet och där det 

stationära felet i VVC-returtemperaturen har blivit bortkompenserat genom en iterativ 

optimering av börvärdesinställning för varje enskild TCV så att VVCreturtemperaturen 

i varje stam är 50°C. Börvärdena varierar nu inom 50.5–52 °C. 

Förfarandet är enkelt då det handlar om en beräkningsmodell men kan bli tidsödande 

när det skall tillämpas i en verklig anläggning. Å andra sidan kan den iterativa 

processen kraftigt begränsas i praktiken eftersom det stationära temperaturfelet som 

kvarstår efter 1-2 justeringsomgångar är så litet att det saknar praktisk betydelse. 

Observera att den genomförda optimeringen resulterar i att VVC-flödet kan sänkas 

med 17% jämfört med fall ett tack vare att den totala returtemperaturen har sjunkit till 

50 °C. 

│ 31


32 │ 

Bild 3.2 Beräknade VVC-flöden, returtemperaturer och TCV-lägen i stam 

1–12. Alla TCV är lika stora och har samma börvärdesinställning. 

Proportionell förstärkning, 80 ( l /h)/K, total VVC-returtemperatur, 

50.8 °C. 

Calculated DHWC flows, temperatures and valve stem positions. All valve sizes equal. All 

temperature set-points equal. Valve gain Gc=80 ( l /h)/K, Tdhwc return=50.8 °C . 

Bild 3.3 Beräknade VVC-flöden, returtemperaturer och TCV-lägen i stam 1– 

12. Alla TCV är lika stora och har samma börvärdesinställning. 


50.45 °C. 


temperature set-points equal. Valve gain Gc=160 ( l /h)/K, Tdhwc return=50.45 °C .



12. Alla TCV har samma börvärdesinställning. TCV-kapaciteten i 

stam 11 och 12 ökad med 60%. Proportionell förstärkning, 80 

( l /h)/K, total VVC-returtemperatur, 50.35 °C 

Calculated DHWC flows, temperatures and valve stem positions. The size of TCV No 11 

and 12 increased by 60%. All temperature set-points equal. 

Valve gain Gc=80 ( l /h)/K, Tdhwc return=50.35 °C 

Sammanfattningsvis kan man konstatera att ökning av TCV-förstärkning, vilket 

motsvarar en ökning av flödeskapaciteten förutsatt att P-bandet lämnas oförändrat, 

minskar temperaturskillnader mellan VVC-returer i de olika stammarna, fall 2. Ett 

effektivare sätt att uppnå samma mål är att öka flödeskapaciteten hos bara ett 

begränsat antal längst bort belägna TCV, fall 3, eftersom det är dessa som arbetar 

under de svåraste förhållanden i systemet (lågt differenstryck och framtemperatur). På 

det sättet undviker man även en eventuell risk att det uppstår instabilitet i 

temperaturreglering i de stammarna där differenstrycket och vattentemperaturen är 

höga. Temperaturskillnaderna kan undvikas helt om individuell anpassning av 

börvärdesinställning för TCV i de olika stammarna tillämpas, fall 4. De presenterade 

beräkningsfallen visar vilka åtgärder som leder till minskning av temperaturskillnaderna 

i en tappvarmvattenkrets. Det är underförstått att motsatta åtgärder leder 

till ökade temperaturskillnader. 

│ 33


34 │ 


12. Alla TCV är lika stora. Börvärdesinställningen för varje enskild 

ventil är sådan att VVC-returtemperaturen är 50 °C i alla stammar. 


50.0 °C . 

Calculated DHWC flows, temperatures and valve stem positions. All valve sizes equal. 

The temperature set-points adjusted to result in TDHWC=50 °C in all risers and return pipe. 

Valve gain Gc=80 ( l /h)/K. 

Det måste påpekas att resonemangen ovan gäller för ett system där differenstrycket är 

tillräckligt och ledningarna är korrekt dimensionerade. De diskuterade åtgärderna får 

mindre betydelse om cirkulationspumpen är underdimensionerad, eftersom de 

termostatiska ventilernas reglerverkan då saknar auktoritet. Bild 3.6 visar ett fall 

motsvarande beräkningsfall 1 som visats i Bild 3.2, förutom att det tillgängliga 

differenstrycket här har reducerats till hälften (15 kPa). Det framgår tydligt att det 

stationära reglerfelet är stort, varför VVC-returtemperaturen sjunker kraftigt med 

ökande avstånd från tappvarmvattenberedaren (vänstra diagrammet). Alla ventiler är 

öppnade mer än 40 % och flödet i de perifera stammarna, förutom den sista, är lägst 

istället för högst (högra diagrammet). Observera att de höga cirkulationsflöden i 

stammar nära tappvarmvattenberedaren orsakar hög total VVC-returtemperatur och 

cirkulationsflöde som är högre än i referensfallet (490 l/h jämfört med 402 l/h).



12. Alla TCV är lika stora och har samma börvärdesinställning. 

Differenstrycket sänkt till 15 kPa, med påföljd att returtemperaturen 

sjunker kraftigt i de perifera stammarna. Proportionell 

förstärkning, 80 ( l /h)/K, total VVC-returtemperatur, 51.6 °C . 


temperature set-points equal. The differential pressure decreased to 15 kPa. As a result 

the temperature in peripheral risers has also decreased. 

Valve gain Gc=80 ( l /h)/K, Tdhwc return=51.6 °C . 


12. Differenstrycket sänkt till 15 kPa. Alla TCV är lika stora. Kraftigt 

justerad börvärdesinställning för TCV för att uppnå VVCreturtemperatur 

50 °C i alla stammar. Proportionell förstärkning, 

80 ( l /h)/K, total VVC-returtemperatur, 50.0 °C. 

Calculated DHWC flows, temperatures and valve stem positions. All valve sizes equal. 

The differential pressure decreased to 15 kPa. The temperature set-points strongly 

adjusted to result in TDHWC=50 °C in all risers and the return pipe. Valve gain Gc=80 ( l /h)/K 

│ 35


36 │ 

Situationen kan åtgärdas genom lämplig justering av TCV-börvärde i varje stam, på 

samma sätt som i fall presenterat i Bild 3.5. Motsvarande resultat visas i Bild 3.7. 

Returtemperaturen är nu samma igen och flödesfördelningen korrekt för alla stammar. 

Detta har dock uppnåtts genom kraftig justering av börvärden som i grund och botten 

motsvarar en helt manuell injustering med hjälp av strypventiler. Således, att använda 

termostatiska cirkulationsventiler i ett tappvarmvattensystem med underdimensionerad 

cirkulationspump är tämligen meningslöst. Det bör tilläggas att även manuell 

injustering kan bli svår eller till och med omöjlig att genomföra om det tillgängliga 

differenstrycket är för lågt. Fenomenet har även konstaterats i fält, Forslund [7]. 

3.4. Dynamisk simulering 

För simulering har programvara Simulink från företaget The MathWorks använts. Den 

dynamiska VVC-systemmodellen består av komponenter som är beskrivna i Persson 

[8]. En s.k. Real-Time accelerator har använts vid simulering för att förkorta 

beräkningstiden. 

I referensfallet används TCV-egenskaper som i fall 1 vid de stationära beräkningarna, 

med börvärdesinställning 52 °C. Förutom dessa, hänsyn tas till hysteres och 

reaktionstid som väljs till 1K och 60 s respektive. TCV utan avsiktligt läckage 

förutsätts. Simuleringsresultat presenteras i form av procentuell fördelning av VVCreturtemperaturer 

i stam 1–12 under 24–timmars drift. En vertikal streckad linje i 

diagram markerar den genomsnittliga totala returtemperaturen vid inlopp till tappvarmvattenberedaren. 

Bild 3.8 visar resultat av simulering då TCV-förstärkning, Gc, varieras. Detta görs 

genom att ventilkapaciteten, kvs, hålls oförändrad medan P-bandet, Xp, ändras enligt 

2.5, 5, 10 and 15 K (varvid 5K är ett referensvärde). Man kan se att Xp=5 K och lägre 

(högre förstärkning) är helt tillräckligt för att uppnå temperaturnivå minst 50 °C i alla 

stammar. Med ökande Xp däremot (minskande förstärkning) blir VVC-temperaturen 

ojämnare mellan stammarna och de oftast förekommande temperaturnivåerna blir 

lägre och lägre. 

Som nästa steg, inflytande av ventilhysteres på VVC-returtemperatur i stammarna 

undersöktes genom att hysteresen ökades först till 2.5 och sedan till 4 K (Bild 3.9). 

Bilden visar att större hysteres allmänt resulterar i sänkta temperaturnivåer i systemet. 

Samtidig kan det konstateras att kortare perioder med både högre och lägre VVCtemperatur 

inträffar här jämfört med referensfallet. Inflytande av TCV’s reaktionstid 

respektive läckage simulerades också men resultat visade att dessa parametrar är 

normalt av perifer betydelse för VVC-temperaturen och diskuteras därför inte här.


Bild 3.8 Simulerad procentuell fördelning av VVC-returtemperatur i stam 

1–12 under ett dygn för fyra olika TCV-förstärkningar (Xp,referens = 5 K). 

Andel av hela perioden [%] 

Simulated percentage distribution of DHW temperature at the return from 

DHWC risers during 24 hours and the influence of varying TCV controller 

gain (Xp,reference = 5 K) 

100 

X =2.5 K 

p 

T 

retur, medel 

Ventil 1 

50 

Ventil 2 

Ventil 3 

Ventil 4 

Ventil 5 

0 

48.5 49 49.5 50 50.5 51 51.5 52 52.5 53 53.5 54 

Ventil 6 

Ventil 54.5 7 

100 

Ventil 8 

X =5 K 

p 

Ventil 9 

Ventil 10 

50 

Ventil 11 

Ventil 12 

0 

48.5 

100 

49 

X =10 K 

p 

49.5 50 50.5 51 51.5 52 52.5 53 53.5 54 54.5 

50 

0 

48.5 

100 

49 

X =15 K 

p 

49.5 50 50.5 51 51.5 52 52.5 53 53.5 54 54.5 

50 

0 

48.5 49 49.5 50 50.5 51 51.5 52 52.5 53 53.5 54 54.5 

Temperatur [°C] 

Bild 3.9 Simulerad procentuell fördelning av VVC-returtemperatur i stam 

1–12 under ett dygn för tre olika TCV-hysteresvärden 

(referensvärde = 1 K). 


Simulated percentage distribution of DHW temperature at the return from DHWC risers 

during 24 hours and the influence of varying TCV hysteresis (reference case = 1 K). 

100 

Hysteres=1 K 

T 

retur, medel 

Ventil 1 

50 

Ventil 2 

Ventil 3 

Ventil 4 

Ventil 5 

0 

48.5 49 49.5 50 50.5 51 51.5 52 52.5 53 53.5 54 

Ventil 6 

Ventil 54.5 7 

100 

Ventil 8 

Ventil 9 

Hysteres=2.5 K 

Ventil 10 

50 

Ventil 11 

Ventil 12 

0 

48.5 

100 

49 49.5 50 50.5 51 51.5 52 52.5 53 53.5 54 54.5 

50 

Hysteres=4 K 

0 

48.5 49 49.5 50 50.5 51 51.5 52 52.5 53 53.5 54 54.5 

Temperatur [°C] 

│ 37


38 │ 

3.5. Slutsatser 

Injustering av ett VVC-system kan förbättras genom användning av TCV. Stationära 

beräkningar visar dock att om alla TCV har samma börvärdesinställning kommer 

VVC-temperaturen att vara lägst i de perifera stammarna pga. ventilernas stationära 

fel. Detta kan reduceras om ventiler med relativt hög förstärkning används i systemet 

eller, vilket är att rekommendera, att man använder ventiler med högre kapacitet än för 

övrigt i de mest perifera stammarna. En annan möjlighet är att successivt höja 

börvärdesinställning för TCV med ökande avstånd från tappvarmvattenberedaren. 

Ovannämnda gäller förutsatt att differenstryck ger tillräcklig reglerauktoritet åt 

systemets alla TCV. 

Av TCV som finns på marknaden idag uppfyller de med bästa karaktäriska 

egenskaperna (högst förstärkning och lägst hysteres) prestandakrav som förväntas av 

en sådan ventil. Lägre förstärkning och/eller högre hysteres leder, enligt resultat av 

dynamisk simulering, till sjunkande temperaturnivå och större ojämnhet i VVCreturtemperatur 

i systemets stammar. Ökad hysteres medför även att sannolikheten för 

extrema värden ökar. En ventil med hög förstärkning och liten hysteres är således att 

föredra, däremot är dess tröghet av sekundär vikt. 

4. Inverkan av temperaturnivåer i VVC-system 

på tillväxt av Legionellabakterier – 

simulering 

4.1. Legionella 

Det uppskattas att minst 500 personer per år insjuknar i Legionärsjuka i Sverige. Av 

dessa dör ca en tiondel, Boverket [9]. I de flesta fallen är offren personer vars 

immunförsvar är nedsatt, till exempel på grund av rökning, hög ålder eller dålig hälsa. 

Namnet på sjukdomen härstammar från det första dokumenterade fallet som inträffade 

1976 vid ”The American Legion Convention” i Philadelphia då totalt 221 personer 

insjuknade och 34 avled. Sjukdomen är en lunginfektion och orsakas av en bakterie 

som tillhör familjen Legionellaceae, [10]. Idag inbegriper familjen minst 48 arter och 

över 70 serogrupper. Ungefär hälften av dessa arter angriper människor. Ungefär 90 % 

av alla infektioner orsakas av Legionella pneumophila. För att man ska insjukna i 

Legionärsjuka måste Legionellabakterien komma in i lungan, t.ex. genom inandning 

av vattendimma som innehåller Legionella. Legionärsjuka är inte smittsamt och det är 

normalt inte heller farligt att dricka Legionellasmittat vatten. Förutom Legionärsjuka 

kan familjen Legionellaceae även orsaka Pontiac-feber. Symptomen för denna 

sjukdom är influensaliknande, den är akut och kortlivad och går över av sig själv. 

Legionella är aeroba bakterier som finns naturligt i sötvatten och kan påvisas i floder 

och sjöar. Det är många faktorer som påverkar Legionella. En viktig faktor är 

vattentemperaturen. Vid temperaturer mellan 25-46 °C förökar sig bakterien och den 

snabbaste förökningen sker vid ca 40 °C. Den genomsnittliga förökningshastigheten 

minskar snabbt när temperaturen faller och under 20 °C avtar förökningen helt, 

Brundrett [11]. Vid temperaturer över 46 °C dör bakterien. Avdödningshastigheten 

ökar med temperaturen. I undersökningar, Brundrett [11], har visats att vid en 

temperatur av 50 °C tar det mer än 100 minuter innan 90 % av en 

Legionellapopulation har dött medan motsvarande tid vid 58 °C endast är 6 minuter 

(sambandet mellan avdödningshastighet och temperatur är starkt olinjärt). Dessa


reduktionstider ska jämföras med de ca 10 timmar som det tar innan antalet 

Legionellabakterier har fördubblats i tappvarmvatten vid en temperatur på ca 40 °C. 

Förutom inverkan av vattentemperaturen påverkas tillväxten av Legionella bland 

annat även av närvaron av biofilm, tillgången på näring, vattenegenskaper och 

närvaron av tåligare organismer som kan fungera som värdar för Legionella, Brundrett 

[11]. Legionella som lever fritt i vatten kan avdödas med UV-strålning och biocider, 

såsom ozon och klor. Om bakterier invaderar härdigare bakterier, såsom amöbor, kan 

de delvis vara skyddade mot dessa åtgärder och när cellväggen i värdorganismen 

spricker kan i storleksordningen 10000 Legionellabakterier frigöras, Allestam [12]. 

Då Legionella finns naturligt i sötvatten är en viktig fråga vid vilka koncentrationer 

som de kan anses vara ohälsosamma? I litteraturen är det svårt att finna något 

definitivt svar på denna fråga. Faktum är att Brydov et al [13] till och med fastslår att 

det inte finns ett tydligt samband mellan Legionellakoncentrationen och risken att 

insjukna. Det påpekas att det har förekommit fall där koncentrationen varit mycket 

hög men trots detta har ingen blivit sjuk medan i andra fall har personer blivit smittade 

av källor där koncentrationen bara varit måttlig. Samtidigt påpekas dock att höga 

koncentrationer av Legionella i ett system ska leda till handling men vid riskbedömningar 

ska andra faktorer, såsom hur många och vilka som kommer i kontakt med det 

smittade vattnet, beaktas. I brist på ett bättre mått på risken för att bli smittad av 

Legionella kommer bakteriekoncentrationen användas som måttstock i detta arbete. 

Då man talar om koncentrationen av Legionella används ofta termen “colony forming 

units” (cfu) per milliliter. Som referens angående koncentrationer i varmvattensystem 

används rekommendationer från danska myndigheter, [14]. Enligt dessa ska vid 1-10 

cfu/ml enklare åtgärder, såsom höjning av systemtemperaturer eller borttagning av 

blindledningar, vidtas. Vid 10-100 cfu/ml anses mängden bakterier vara relativt hög 

och förbättringar av anläggningen och/eller desinficering ska övervägas. Situationen 

ska i dessa fall övervakas. Legionellakoncentrationer över 100 cfu/ml anses mycket 

höga och installationen ska i dessa fall noggrant genomgås. 

4.2. Modellbeskrivning 

Den dynamiska simuleringsmodellen över ett varmvattensystem som beskrivits i 

föregående kapitel har kompletterats med en modell över tillväxt/avdödning av 

Legionella. De två modellerna samverkar och beskrivs nedan. Det modellerade varmvattensystemet 

visas i Bild 4.1 som är snarlik Bild 3.1 med en modifikation att antalet 

stigarledningar har utökats till 26 vilket motsvarar en byggnad om 78 lägenheter. 

Bild 4.1 Beskrivning av ett tappvarmvattensystem 

Description of a domestic hot water system 

Stigare nr: 1 2 

25 26 

m& fjv, fram 

m& 

fjv,retur 

(1) 

(2) 

m& VV 

(5) 

(4) 

(3) 

(3) 

m& VVC 

(6) 

5 m 

8.5 m 

Antaganden: 

Värmeförlust VV-rör: 12 W/m 

Värmeförlust VVC-rör: 0 W/m 

Ledningarna är samisolerade 

Designkriterium: 

vVV < 1.0 m/s 

vVVC < 0.3 m/s 

│ 39


40 │ 

För att kunna undersöka tillväxt/avdödning av Legionella i varmvattensystem krävs 

även en matematisk modell för att beskriva detta. Som nämnts tidigare är det många 

faktorer som påverkar hur Legionella utvecklas. I detta arbete beaktas endast inverkan 

av temperaturen och närvaron av en biofilm medan t.ex. fenomenet med amöbor som 

infekteras av Legionella och som då de brister släpper ut stora mängder bakterier 

bortses från. Förenklingen görs dels på grund av att många aspekter på Legionellas liv 

fortfarande inte är helt kartlagt och dels på grund av att vi önskar studera en situation 

som är gynnsam för tillväxten av Legionella. Som en följd av det senare påståendet 

bortses från faktorer som begränsad tillgång på näring i tappvarmvatten, inverkan av 

rörmaterial eller desinficering av tappvattensystemet. 

Enligt Brundrett [11] kan tillväxt/avdödning av Legionella beskrivas som (1). Genom 

att integrera (1) kan antalet celler vid tiden t uttryckas som (2). 

dN 

= B⋅N (1) 

dt 

Bt 

N = N e 

(2) 

o 

I (1) och (2) är B en funktion av vattentemperatur, organismens art och vattnets 

kemiska sammansättning. I detta arbete görs förenklingen att B endast beror av 

vattentemperaturen. Enligt (2) sker tillväxten av bakterier exponentiellt. I verkligheten 

kommer den exponentiella tillväxten så småningom att avta p.g.a. begränsad tillgång 

på näring och syre eller p.g.a. ackumulation av hämmande metaboliska restprodukter, 

Brundrett [11], men detta beaktas ej i modellen. 

Legionella-modellen består av en del som representerar det flödande vattnet, (3), och 

en del som representerar biofilmen, (4). 

dN 

dt 

dN 

dt 

HO 

2 

bio 

( ) 

= m&⋅ N − N + B⋅ N + N& 

= B⋅N −N& 

HOin , HOut , HO bioutsläpp , 

2 2 2 

bio bio, utsläpp 

Förändringen av mängden Legionella i en vattenvolym beror på skillnaden mellan 

inflöde och utflöde av Legionella, den första termen i (3), tillväxt/avdödning av 

bakterier i vattenvolymen, den andra termen, och Legionella överförd från biofilmen 

till vattnet, den sista termen. Vattentemperaturen är den enda faktorn som påverkar 

tillväxten/avdödningen av Legionella i biofilmen. I modellen används en 

frigörningsnivå så att när mängden Legionella i biofilmen når den specificerade nivån 

släpps bakterier ut i vattnet. Frigörningsnivån är relaterad till volymen i den aktuella 

ledningen så att när bakterier frigörs från biofilmen stiger Legionella-koncentrationen 

i volymen med ett specifikt antal cfu/ml (kallad Nutsläpp i avsnitt 5.3.2.). Precis efter att 

bakterier har frigjorts från biofilmen motsvarar mängden Legionella som återstår i 

biofilmen en koncentration i rörvolymen på 50 cfu/ml. Nedåt begränsas mängden 

Legionella så att det alltid finns 1 cfu/ml rörvolym närvarande, d.v.s. det antas att det 

alltid finns en potentiell risk för tillväxt av Legionella i biofilmen. Å andra sidan antas 

att det inte överförs någon Legionella från det flödande vattnet till biofilmen. 

När varmvattencirkulationsvatten från en smittad stam transporteras tillbaka till 

värmekällan, ledning (3) i Bild 4.1, blandas det i returledningen med flödet från övriga 

stammar och således minskar Legionella-koncentrationen. Då varmvatten tappas 

någonstans i fastigheten kommer cirkulationsvattnet att blandas med färskvatten i 

fjärrvärmecentralen och sedan upphettas. Det ansätts här att Legionella-koncentrationen i 

(3) 

(4)


färskvattnet är 2 cfu/ml (ett värde som medvetet är valt högt). Om inget vatten tappas 

värms endast cirkulationsflödet upp och tillförs sedan systemet igen. 

4.3. Beräkningsresultat 

4.3.1. Mekanismerna bakom tillväxt av Legionella i varmvattensystem 

Innan beräkningsresultaten från den dynamiska modellen presenteras och diskuteras 

ska några mindre komplexa beräkningar utföras. Syftet med denna del är att ge en 

djupare förståelse av mekanismerna som påverkar tillväxt och avdödning av 

Legionella i varmvattensystem. I Bild 4.2 visas två principiella situationer. Det antas 

att vatten med en Legionella-koncentration av 100 cfu/ml frigörs kontinuerligt på 

ställen i systemet som motsvarar någon av punkterna där stam 6, 16 respektive 26 

ansluter till varmvattencirkulationens stamledning (d.v.s. precis under 

injusteringsventilerna i Bild 4.1). Vattnet transporteras sedan tillbaks till 

fjärrvärmecentralen, uppvärms och tappas av i tappstället i den första stammen. I den 

övre delen av Bild 4.2 visas hur bakteriekoncentrationen skulle förändras om det 

smittade vattnet endast transporterades genom ledningssystemet och utsattes för de 

systemtemperaturer som råder. Det är uppenbart att om detta var den verkliga 

situationen skulle den resulterande Legionella-koncentrationen vid tappställena vara 

mycket hög. Den tid som bakterierna utsätts för temperaturnivåer vid vilka de dör är 

helt enkelt alldeles för kort för att koncentrationen ska hinna reduceras markant. Ju 

närmare fjärrvärmecentralen som Legionella frigörs desto högre kommer 

koncentrationen vid tappställena bli på grund av den kortare exponeringstiden mot den 

högre temperaturnivån i ledningarna. 

Bild 4.2 Förändring i Legionella-koncentration då smittat vatten 

transporteras från källan till tappstället i den första stammen. 

Legionella frigörs i stam nummer 26, 16 eller 6. I den övre delen av 

Bilden antas att flödet transporteras från den smittade delen av 

systemet till tappstället utan att blandas med flödet från övriga 

stammar, och i den nedre delen av bilden beaktas denna 

blandning. Alla stamflöden antas vara lika stora. 

Legionella−koncentration [cfu/ml] 

100 

90 

100 

80 

60 

40 

20 

The change in Legionella concentration as infected flow moves from the source to the tap 

in the first riser. Legionella is released in risers number 26, 16 or 6, respectively. In the 

upper part of the figure it is assumed that the flow moves from the infected part of the 

system to the tap without mixing with the flow from other risers, and in the lower part such 

a mixing is considered. The flows in all risers are assumed equal. 

Transport i cirk.ledning; T VVC =50 °C; v VVC =0.3 m/s 

80 Leg. utsläppt i stam 26 

Leg. utsläppt i stam 16 


Transport i stamledning; T =55 °C; v =1.0 m/s 

VV VV 

Transport i stamledning; T =55 °C; v =1.0 m/s 

VV VV 

70 

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 

Tid [s] 

Blandningspunkt 




0 

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 

Tid [s] 

│ 41


42 │ 

Situationen som visas i den övre delen av Bild 4.2 är inte realistisk eftersom det 

faktum att det smittade vattnet blandas med friskare vatten från de övriga stammarna 

inte beaktas. I den nedre delen av bilden antas att flödet i samtliga stammar är lika 

stort och att Legionella-koncentrationen i de välfungerande stigarna är 2 cfu/ml. Låt 

oss nu studera situationen där 100 cfu/ml frigörs kontinuerligt i stam 26. Efter lite 

mindre än 20 sekunder blandas det smittade flödet med flödet från stam nr 25 vilket 

medför att koncentrationen sjunker till 51 cfu/ml. För varje stamretur som ansluter till 

den horisontella returledningen sjunker koncentrationen allt mer och när det väl når 

tappstället är koncentrationen ca 5 cfu/ml. Inblandning av vatten från övriga delar av 

systemet är i detta fall den dominerande faktorn när det gäller att reducera Legionellakoncentrationen 

och av denna anledning är det av mindre betydelse i vilken stam som 

bakterierna frigörs (jämför i Bild 4.2 den resulterande Legionella-koncentrationen vid 

tappstället i den första stammen då bakterier frigörs i stam 6, 16 eller 26). 

Trots att den resulterande Legionella-koncentrationen vid tappstället i den nedre delen 

av Bild 4.2 kan tyckas vara låg så har vi faktiskt varit mycket försiktiga när det 

ansattes att flödet i samtliga stammar är lika stort. Om värmeförluster beaktas måste 

flödet i en stam där temperaturen vid injusteringsventilen är 51 °C vara större än om 

temperaturen i samma stam endast var 40 °C. Som exempel kan nämnas att i 

varmvattensystemmodellen som beskrivs i avsnitt 3.2 gäller att flödena i 

välfungerande stammar är, beroende på var de är placerade i systemet, i 

storleksordningen 4-13 gånger större än i en defekt (lågtemperatur) stam som är 

placerad i mitten av systemet. Detta faktum kommer att göra att Legionellakoncentrationen 

reduceras ytterligare. Utöver detta har inblandningen av färskvatten i 

fjärrvärmecentralen då tappvarmvatten används någonstans i byggnaden försummats i 

beräkningarna ovan. Eftersom tappvarmvattenflödet lätt kan vara av samma 

storleksordning som varmvattencirkulationsflödet kan inblandningen av färskvatten i 

fjärrvärmecentralen medföra en halvering av koncentrationen. 

Låt oss nu studera vilken betydelse temperaturnivån i ett varmvattensystem har. I Bild 4.3 

frigörs ett flöde med en Legionella-koncentration av 400 cfu/ml i stam 26. Det smittade 

flödet blandas med flödet från övriga stammar, hettas upp och tappas av i stam 1. Stam 

26 valdes som smittkälla eftersom det är större risk för bakterietillväxt i stam som 

befinner sig på stort avstånd från fjärrvärmecentralen, på grund av att värmeförluster 

kommer att medföra att temperaturnivån i perifera delar av systemet blir lägre. 

Bild 4.3 Förändring i Legionella-koncentration då smittat vatten 

transporteras från källa till tappstället i den första stammen vid 

olika temperaturnivåer i systemet. Flödet i samtliga stammar antas 

lika. 

Legionella−koncentration [cfu/ml] 

100 

80 

60 

40 

20 

The change in Legionella concentration as infected flow moves from the source to the tap 

in the first riser for different temperature levels in the system. The flows in all risers are 

assumed equal. 

Vid tiden t=0 s släpps 400 cfu/ml 

ut i stam nr 26 

T VV =50 °C; T VVC =45 °C 

T VV =55 °C; T VVC =50 °C 

T VV =60 °C; T VVC =55 °C 

0 

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 

Tid [s]


I Bild 4.3 skiljer sig endast fallet med de högsta systemtemperaturer markant från de 

övriga. Anledningen till detta är det starkt olinjära sambandet mellan temperatur och 

avdödningshastighet av Legionella. Vid 45 °C tillväxer Legionella sakta, vid 50 °C 

dör de sakta, vid 55 °C dör de ganska snabbt och vid 60 °C dör de snabbt. 

Tillväxten/avdödningen vid 45-50 °C är så långsam att den i jämförelse med inverkan 

av inblandningen av friskt vatten från övriga delar av systemet kan bortses från. När 

temperaturnivån ökas så att den är över 55 °C i hela systemet är 

avdödningshastigheten så stor att den verkligen börjar få betydelse. I sammanhanget 

bör dock påpekas att ifall Legionella istället frigörs i stam 1 är transporttiden innan de 

når det först tappstället så kort att systemtemperaturerna kommer att ha mycket liten 

betydelse för Legionella-koncentrationen vid det första tappstället. 

Utöver tillväxt av Legionella ska även hänsyn tas till att högre systemtemperaturer 

medför större värmeförluster och, ifall värmekällan är fjärrvärme, till högre 

returtemperatur till fjärrvärmesystemet. Med detta samt skållningsrisk i åtanke ska 

systemtemperaturerna inte sättas alltför höga. Enligt Brundrett [11] är tiden det tar för 

att reducera en Legionella population med 90 % 27 minuter vid 54 °C, 6 minuter vid 

58 °C, 2.3-4.8 minuter vid 60 °C och 1.2-1.4 minuter vid 70 °C. Beaktandes samband 

mellan avdödningshastighet av Legionella och ökade värmeförluster och 

returtemperatur till fjärrvärmesystemet är det omotiverat att kontinuerligt använda 

systemtemperaturer markant över 60 °C. 

4.3.2. Resultat från dynamiska simuleringar 

Modellerna som beskrivs i avsnitt 4.2 används i följande avsnitt för att studera 

Legionella i ett varmvattensystem. Den studerade perioden är nio dagar och följande 

specificeras för varje fall: Framledningstemperatur till systemet, Tvv; börvärdet för 

termostatiska injusteringsventiler i defekta stammar, Tventil,defekt; vilka stammar som är 

defekta; börvärdet för termostatiska injusteringsventiler i välfungerande stammar, 

Tventil; frisläppt mängd Legionella från biofilmen i cfu/ml rörvolym, Nutsläpp. I defekta 

stammar gäller att Tventil,defekt = 40 °C , d.v.s. vi har medvetet skapat zoner där 

Legionella kan tillväxa. Som ett mått på hur stor risken är att smittas studeras den 

procentuella fördelningen av Legionella-koncentrationer vid tappställena. 

Fördelningarna är baserade på den registrerade koncentrationen vid tappstället och tar 

ej hänsyn till om vatten tappas eller ej. Det har tidigare konstaterats att vid normala 

eller låga temperaturnivåer är inverkan av avdödning på grund av exponering mot 

höga temperaturer begränsad och blandningsfenomenet är dominant när 

bakteriekoncentrationen studeras. I detta fall har således valet av vilka stammar som är 

defekta mindre betydelse för den slutliga koncentrationen vid tappställena. 

Först studeras hur känsligt ett välfungerande varmvattensystem är för ett utsläpp av 

Legionella. Det antas att stammarna mitt i systemet (nr 11-15) är defekta. I Bild 4.4 

visas den procentuella fördelningen av Legionella-koncentrationen i olika stammar då 

Nutsläpp = 800, 1200 eller 1600 cfu/ml. Som beskrivits i avsnitt 5.2.2 frigörs dessa 

mängder Legionella stötvis från de delar av systemet där Legionella kan växa i 

biofilmen. 

│ 43


44 │ 

Bild 4.4 Simulerad procentuell distribution av Legionella-koncentration vid 

tappstället i olika stammar, inverkan av utsläppsmängd 


0 

Simulated percentage distribution of Legionella concentration in different risers, influence 

of released amount 

0.4 

Stam nr 1 Stam nr 26 

0.2 

0.4 

0.2 

0 

0.4 

0.2 

0 

T =55 °C; T =51 °C; T =40 °C 

VV ventil ventil,defekt 

Smittade stammar: 11−15; N =800 cfu/ml 

utsläpp 

10±5 20±5 30±5 

T =55 °C; T =51 °C; T =40 °C 



utsläpp 

10±5 20±5 30±5 

T =55 °C; T =51 °C; T =40 °C 



utsläpp 

10±5 20±5 

Koncentration av Legionella [cfu/ml] 

30±5 

I Bild 4.4 redovisas ej koncentrationer lägre än 5 cfu/ml. Trots de tidvis mycket stora 

utsläppen av Legionella i de fem defekta stammarna är koncentrationen vid 

tappställena sällan så hög som 5-15 cfu/ml och aldrig över dessa nivåer. Med hänsyn 

till diskussionen i avsnitt 4.3.1 var detta resultat förväntat. 

Härnäst studeras en situation där endast stam 11 och 12 är defekta, Nutsläpp = 100 

cfu/ml och injusteringsventilerna i de ”välfungerande” stigarna är injusterade så att 

relativt låga temperaturer erhålls även i dessa, se Bild 4.5. Trots att avsevärt mindre 

Legionella frigörs vid varje utsläppstillfälle i fallen i Bild 4.5 än i fallen som redovisas 

i Bild 4.4 är Legionella-koncentrationen vid tappställena betydligt högre. Anledningen 

till detta är att då börvärdet för de termostatiska ventilerna nu har satts till 45 °C eller 

lägre tillväxer Legionella i biofilmen även i delar av systemet där de tidigare 

avdödades. Simuleringar visar att om Tventil höjs till 47 °C eller högre fås inga 

Legionella-koncentrationer över 5 cfu/ml vid tappställena. Med tanke på att 

Legionella tillväxer i större delen av varmvattencirkulationsledningarna som för 

vattnet tillbaks till fjärrvärmecentralen i fallen i Bild 4.5 så är koncentrationer vid 

tappställena relativt låga. Detta är beroende av att Legionella frigörs stötvis från 

biofilmen och när det blandas med relativt friskt vatten från övriga stammar (där delar 

av biofilmen inte har frigjorts) kommer koncentrationen att minska innan det smittade 

vattnet når tappställena.


Bild 4.5 Simulerad procentuell föredelning av Legionella-koncentration vid 

tappstället i olika stammar, inverkan av systemtemperaturer, låga 

börvärden för termostatiska ventiler 

Stam nr 1 

Simulated percentage distribution of Legionella concentration at taps in different risers, 

influence of system temperatures, low set point for thermostatic valves 

Stam nr 26 

Låt oss studera vad som händer om även framledningstemperaturen är lägre än vad 

som rekommenderas. I Bild 4.6 visas motsvarande fall som i Bild 4.5 men med 

undantaget att framledningstemperaturen, Tvv, har sänks till 50 °C. 

Då även framledningstemperaturen sänks kan Legionella tillväxa i ännu större delar av 

systemet än förut och samtidigt finns inga delar av systemet där bakterierna avdödas 

snabbt. Även om det är svårt att urskilja i Bild 4.6 så kan ett intressant fenomen 

noteras i de sista stigarna i fallet där Tvv = 43 °C. I periferin av systemet är 

temperaturnivån så låg i fördelningsledningarna att Legionella sporadiskt frigörs från 

biofilmen i ledningar som är placerade före tappställena. Detta medför att 

koncentrationen kan nå ända upp till 100 cfu/ml i stammar 16-26. 

│ 45


46 │ 

Bild 4.6 Simulerad procentuell föredelning av Legionella-koncentration vid 

tappstället i olika stammar, inverkan av systemtemperaturer, låga 

börvärden för termostatiska ventiler och låg 

framledningstemperatur 


Stam nr 1 

15 

10 

5 

0 

15 

10 

5 

0 

Simulated percentage distribution of Legionella concentration at taps in different risers, 

influence of system temperatures, low set point for thermostatic valves and low supply 

temperature 

Stam nr 26 

T VV =50 °C; T ventil =43 °C; T ventil,defekt =40 °C 

Smittade stammar: 11−12; N utsläpp =100 cfu/ml 

10±5 20±5 30±5 40±5 50±5 60±5 70±5 80±5 90±5 100±5 

T VV =50 °C; T ventil =45 °C; T ventil,defekt =40 °C 

Smittade stammar: 11−12; N utsläpp =100 cfu/ml 

10±5 20±5 30±5 40±5 50±5 60±5 70±5 80±5 90±5 100±5 

Koncentration av Legionella [cfu/ml] 

Förutom den uppenbara slutsatsen att temperaturnivån i varmvattensystem inte ska 

vara alltför låg kan även slutsatsens dras att i fall där bakterier transporteras direkt från 

utsläppspunkten till tappställen utan att blandas med vatten från övriga delar av 

systemet kan mycket höga koncentrationer uppstå. När ett varmvattensystem ses över 

för att minimera risken för att människor ska smittas av Legionella bör därför särskild 

uppmärksamhet ägnas åt ledningar som leder fram till tappställena. Utöver detta bör 

även säkerställas att returledningar endast transporterar vatten bort från tappställena. 

Om det vatten som tappas av emellanåt härstammar från varmvattencirkulationsledningarna 

kan defekta eller felaktigt injusterade injusteringsventiler få ödesdigra 

konsekvenser med hänsyn till Legionella-koncentrationen i tappvattnet. I Bild 4.7 

illustreras detta genom att Legionella-koncentrationen vid injusteringsventilerna för en 

situation som normalt inte alls är riskfylld studeras (jämför med fallen i Bild 4.4).


Bild 4.7 Simulerad procentuell fördelning av Legionella-koncentration vid 

injusteringsventilerna i olika stammar 

Simulated percentage distribution of Legionella concentration at the balancing valves in 

different risers 


Eftersom Legionella endast tillväxer i varmvattencirkulationsstammar nr 11 och 12 är 

koncentrationen i övriga stammar alltid under 5 cfu/ml. I de defekta stigarna är dock 

koncentrationen upp till 100 cfu/ml och om systemet tillåter att detta vatten tappas av 

direkt i en kran utan att blandas med flödet från övriga stammar är risken för att bli 

smittat av Legionella markant. 

Slutligen ska beaktas en situation där inget varmvatten används i byggnaden under de 

nio dagar som den studeras. En dylik situation lär knappast inträffa när en byggnad av 

den aktuella storleken är bebodd men kan t.ex. inträffa innan människor flyttar in i en 

nybyggd fastighet eller när ett gammalt hus totalrenoveras. I Bild 4.8 redovisas 

koncentrationen av Legionella vid tappställena för några fall med olika 

temperaturnivåer i systemet. 

Bild 4.8 Simulerad procentuell fördelning av Legionella-koncentration vid 

tappstället i olika stammar när inget varmvatten används i 

byggnaden, inverkan av systemtemperaturer 

Simulated percentage distribution of Legionella concentration at taps in different risers 

when no DHW is used in the building, influence of temperatures 


Stam nr 1 

Stam nr 26 

│ 47


48 │ 

Överst i Bild 4.8 är framledningstemperaturen till varmvattensystemet 60 °C och 

börvärdet för de termostatiska injusteringsventilerna är 47 °C. Dessa temperaturnivåer 

är så höga att Legionella inte kan överleva. I de defekta stigarna är temperaturnivån i 

delar av framledningarna tillräckligt låg för att bakterierna ska kunna tillväxa men 

p.g.a. de höga temperaturerna i resten av systemet kan de inte smitta det. Om istället 

Tvv = 55 °C hade ansatts hade situationen varit nästan identisk med fallet som 

redovisas. Om även börvärdet för de ”välfungerande” stigarna sänks till Tventil = 43 °C 

kommer dock Legionella att tillväxa i fördelningsledningarna i samtliga stammar, 

detta kan ses i mittenfallet i Bild 4.8. Detta fall kan jämföras med fallet i den övre 

delen av Bild 4.5 (notera dock att endast stammar 11-12 är defekta där). I Bild 4.5 

tillväxte inte Legionella i fördelningsledningarna. Anledningen är att när vatten 

emellanåt tappas av kommer temperaturnivån i framledningen ökas vilket hämmar 

bakterietillväxten. Utöver detta kan en generellt högre Legionella-koncentration 

observeras i Bild 4.8, något som beror på att systemet inte förses med färskvatten då 

inget vatten tappas av. I det nedersta fallet i Bild 4.8 har ansatts både en låg 

framledningstemperatur och låga börvärden för de termostatiska 

injusteringsventilerna. I övriga fall är koncentrationen under en majoritet av tiden 

under 5 cfu/ml (dessa koncentrationer redovisas ej) men i denna situation är 

temperaturerna i systemet så låga att det dominerande koncentrationsintervallet är 

mellan 15-25 cfu/ml. Utifrån fallen i Bild 4.8 kan slutsatsen dras att med hänsyn till 

Legionella försämras situationen då inget tappvarmvatten används men så länge 

temperaturnivåerna i systemet är i nivå med de rekommenderade kommer inte några få 

defekta stammar kunna smitta ner hela systemet. 

4.4. Diskussion 

Om Legionella frigörs i en begränsad del av ett varmvattensystem som, utöver detta, 

fungerar korrekt, tyder beräkningar på att risken för höga bakteriekoncentrationer vid 

tappställen är mycket liten. Temperaturerna i ett varmvattensystem ska alltid hållas 

över minst 47 °C i samtliga delar av systemet för att förhindra tillväxt av Legionella. 

Om Legionella frigörs någonstans i systemet är den viktigaste mekanismen för att 

reducera koncentrationen blandningen av smittat och osmittat vatten. 

Exponeringstiden mot temperaturnivån i resten av systemet är normalt alldeles för kort 

för att reduktion p.g.a. avdödning ska bli signifikant. Höga koncentrationer av 

Legionella vid tappställena fås framförallt om smittat vatten flödar direkt till kranen 

utan att blandas med vatten från övriga delar av systemet. Dylika situationer kan t.ex. 

uppstå om temperaturnivån i framledningarna är så låg att Legionella kan tillväxa i 

biofilmen i dessa ledningar, om blindledningar förser bakterier till en 

fördelningsledning eller om bakterietillväxt sker i en cirkulationsstam och vattnet av 

någon anledning kan flöda i fel riktning (mot tappstället). Om inget eller endast lite 

varmvatten används i en byggnad kommer Legionella koncentrationerna öka, delvis 

p.g.a. att smittat vatten inte späds ut med färskvatten och delvis p.g.a. att 

temperaturnivån i defekta fördelningsledningsstammar kommer att sjunka (vilket ökar 

risken för bakterietillväxt).


5. Slutsatser 

Ett VVC-system kräver hydraulisk balansering för att upprätthålla jämna 

temperaturnivåer. I ett system utan balansering kommer VVC-flödet och 

temperaturnivå i stammarna sjunka med ökande avstånd från 

tappvarmvattenberedaren. Injustering av systemet kan förbättras genom användning 

av TCV. Stationära beräkningar visar dock att om alla TCV har samma 

börvärdesinställning kommer VVC-temperaturen fortfarande att vara lägst i de 

perifera stammarna pga. ventilernas stationära fel. Detta kan reduceras om ventiler 

med relativt hög förstärkning används i systemet eller, vilket är att rekommendera, att 

man använder ventiler med högre kapacitet i de mest perifera stammarna än för övrigt. 

En annan möjlighet är att successivt höja börvärdesinställning för TCV med ökande 

avstånd från tappvarmvattenberedaren. För att användning av TCV skall vara 

meningsfull, kretsens cirkulationspump måste vara rätt dimensionerad så att 

ventilauktoriteten är tillräcklig. 

Laboratorieförsök med TCV som finns på marknaden idag visar på betydliga 

variationer vad gäller dess karaktäriska egenskaper. Ventiler med de bästa 

egenskaperna (högst förstärkning och lägst hysteres) uppfyller dock prestandakrav 

som förväntas av en sådan ventil. Dynamisk simulering har visat att både minskad 

förstärkning och ökad hysteres leder till sjunkande temperaturnivå och större ojämnhet 

i VVC-returtemperatur i systemets stammar. Ökad hysteres medför även att 

sannolikheten för extrema värden ökar. En ventil med hög förstärkning och liten 

hysteres är således att föredra, däremot är ventilens dynamik av sekundär vikt. 

Genomförda simuleringar visar att om Legionella frigörs i en begränsad del av ett 

varmvattensystem som, utöver detta, fungerar väl är risken liten för att Legionellakoncentrationen 

vid tappställena ska bli hög. Den huvudsakliga anledningen till detta 

är att infekterat vatten kommer att blandas med friskt vatten från övriga delar av 

systemet och därmed reduceras koncentrationen avsevärt. 

Höga koncentrationer vid tappställena uppstår främst om smittat vatten flödar direkt 

till ett tappställe utan att blandas med vatten från övriga delar av systemet. Dylika 

situationer kan t.ex. uppstå om temperaturnivån i framledningen är så låg att 

Legionella kan tillväxa i biofilmen där, om blindledningar släpper ut Legionella i en 

varmvattenledning eller om Legionella växer i en varmvattencirkulationsledning och 

vattnet av någon anledning kan flöda i fel riktning i ledningen (d.v.s. mot tappstället). 

│ 49


50 │ 

6. Referenser 

1 Wollerstrand, J., Tappvarmvattensystem – egenskaper, dimensionering och 

komfort, Svensk Fjärrvärme, FOU 2002:75 

2 Boverkets byggregler, BFS 1993:57 med ändringar till och med 2002:19, 

Boverket, ISBN 91-7147-718-7, 2002. 

3 Bemessung von Zirkulationssystem in zentralen Trinkwasser- 

Erwärmungsanlagen, Technische blatt W553. Deutsche Vereinigung des Gas 

und Wasserfaches. 1997. 

4 Temperaturhandbok, Pentronic AB, www.pentronic.se , 2003. 

5 Rörledningsarmatur – Termostatstyrda radiatorventiler – Krav och 

provningsmetoder, Svensk Standard, SS-EN 215/1, SIS, 1989. 

6 Åkerblad,T. (editor), VA Handbok - Projektering, AB Svensk Byggtjänst, 

Sweden, 1981, ISBN 91-7332-114-1 

7 Forslund, Ch. (Gävle Energi AB), Personlig kontakt, Lund 2004-06-10 

8 Persson, T., Tappvarmvattenreglering i fjärrvärmecentraler för småhus, 

Licentiatavhandling, Institutionen för värme- och kraftteknik, Lunds Tekniska 

Högskola, 2002 

9 Har du legionellabakterier i dina vattenledningar?, Boverket, 

Publikationsservice, Karlskrona, 2001 

10 http://www.legionella.org/, 2004-05-24 

11 Brundrett, G.W., Legionella and building services, Butterworth-Heinemann Ltd, 

ISBN 0 7506 1528 1, Oxford, 1992 

12 Görel Allestam, Smittskyddsinstitutet, personlig kommunikation av Janusz 

Wollerstrand 2004-04-22 och av Tommy Persson 2004-05-26 

13 Brydov, P., Uldum, S., Pringler, N., Jepsen, O. B., Forekomst af Legionella I 

varmvandssystem - Identifikation og risikovurdering, Statens Serum Institut and 

dk-Teknik energi & Miljø, Miljøprojekt nr 653, 2001 

14 Statens Serum Institut, Legionella i varmt brugsvand, 2000 

15 Persson, T., Wollerstrand, J., Dynamic modelling of domestic hot water systems 

using Simulink, accepterad till SIMS 2004, Köpenhamn, 2004


Bilaga 1 Bestämning av termostatventilens 

förstärkning enligt SS-EN 215/1 

qm,max 

qm,s 

Flöde 

0.5qm,s 

0.25qm,s 

a 

d 

c 

5K 

b 

a) Öppningskurva 

b) Stängningskurva 

c) Teoretisk kurva 

d) Hysteres 

e) Stängningstemperatur 

f) Öpningstemperatur 

f e 

Temperatur 

Exempel på bestämning av ventilförstärkning enligt principen ovan tillämpat på två 

olika termostatiska VVC-ventiler, här med bypassflöde (Xp=5 K): 

│ 51


52 │ 

Exempel på bestämning av ventilförstärkning enligt principen ovan tillämpat på två 

olika termostatiska VVC-ventiler, här utan bypassflöde (Xp=5 K):

Rapportförteckning 

Samtliga rapporter kan beställas hos Svensk Fjärrvärmes Förlagsservice. 

Telefon: 026 – 24 90 24, Telefax: 026 – 24 90 10, www.fjarrvarme.org 

Nr Titel 

FORSKNING OCH UTVECKLING – RAPPORTER 

Författare Publicerad 

1 Inventering av skador på befintliga skarvar med CFC-blåsta 

respektive CFC-fria fogskum 

2004-10-28 

Hans Torstensson maj-96 

2 Tryckväxlare – Status hösten 1995 Bror-Arne Gustafson 

Lena Olsson 

3 Bevakning av internationell fjärrvärmeforskning Sture Andersson 

Gunnar Nilsson 

maj-96 

maj-96 

4 Epoxirelining av fjärrvärmerör Jarl Nilsson sep-96 

5 Effektivisering av konventionella fjärrvärmecentraler 

(abonnentcentraler) 

6 Auktorisation av montörer för montage av skarvhylsor och isolering 

Former och utvärdering 

Lena Råberger 

Håkan Walletun 

okt-96 

Lars-Åke Cronholm okt-96 

7 Direkt markförlagda böjar i fjärrvärmeledningar Jan Molin 

Gunnar Bergström 

8 Medierör av plast i fjärrvärmesystem Håkan Walletun 

Heimo Zinko 

9 Metodutveckling för mätning av värmekonduktiviteten i 

kulvertisolering av polyuretanskum 

Lars-Åke Cronholm 

Hans Torstensson 

dec-96 

dec-96 

dec-96 

10 Dynamiska värmelaster från fiktiva värmebehov Sven Werner mars-97 

11 Torkning av tvätt i fastighetstvättstugor med fjärrvärme H. Andersson 

J. Ahlgren 

12 Omgivningsförhållandenas betydelse vid val av strategi för 

Sture Andersson 

ombyggnad och underhåll av fjärrvärmenät. Insamlingsfasen Jan Molin 

Carmen Pletikos 

13 Svensk statlig fjärrvärmeforskning 1981-1996 Mikael Henriksson 

Sven Werner 

14 Korrosionsrisker vid användning av stål- och plaströr i 

fjärrvärmesystem – en litteraturstudie 

15 Värme- och masstransport i mantelrör till ledningar 

för fjärrkyla och fjärrvärme 

16 Utvärdering av fuktinträngning och gasdiffusion 

hos gamla kulvertrör ”Hisings-Backa” 

Peeter Tarkpea 

Daniel Eriksson 

Bengt Sundén 

maj-99 

dec-97 

dec-97 

dec-97 

dec-97 

Ulf Jarfelt dec-97 

17 Kulvertförläggning med befintliga massor Jan Molin 


Stefan Nilsson 

dec-97 

18 Värmeåtervinning och produktion av frikyla – två sätt att öka 

marknaden för fjärrvärmedrivna absorptionskylmaskiner 

Peter Margen dec-97 

19 Projekt och Resultat 1994-1997 Anders Tvärne mars-98

Nr Titel Författare Publicerad 

20 Analys av befintliga fjärrkylakunders kylbehov Stefan Aronsson 

Per-Erik Nilsson 

mars-98 

21 Statusrapport 

Trycklösa Hetvattenackumulatorer 

22 Round Robin 

test av isolerförmågan hos fjärrvärmerör 

23 

24 

25 

26 

04-10-28 

Mätvärdesinsamling från inspektionsbrunnar i fjärrvärmesystem 

Fjärrvärmerörens isolertekniska långtidsegenskaper 

Termisk undersökning av koppling av köldbärarkretsar till 

fjärrkylanät 

Reparation utan uppgrävning av skarvar på fjärrvärmerör 

27 Effektivisering av fjärrvärmecentraler – metodik, nyckeltal 

och användning av driftövervakningssystem 

Mats Lindberg 

Leif Breitholtz 

maj-98 

Ulf Jarfelt maj-98 

Håkan Walletun juni-98 

Ulf Jarfelt 

Olle Ramnäs 

juni-98 

Erik Jonson juni-98 

Jarl Nilsson 

Tommy Gudmundson 

juni-98 

Håkan Walletun apr-99 

28 Fjärrkyla. Teknik och kunskapsläge 1998 Paul Westin juli-98 

29 Fjärrkyla – systemstudie Martin Forsén 

Per-Åke Franck 

Mari Gustafsson 

Per-Erik Nilsson 

30 Nya material för fjärrvärmerör. Förstudie/litteraturstudie Jan Ahlgren 

Linda Berlin 

Morgan Fröling 

Magdalena Svanström 

31 Optimalt val av värmemätarens flödesgivare 

juli-98 

dec-98 

Janusz Wollerstrand maj-99 

32 Miljöanpassning/återanvändning av polyuretanisolerade fjärrvärmerör Morgan Fröling dec-98 

33 Övervakning av fjärrvärmenät med fiberoptik Marja Englund maj-99 

34 Undersökning av golvvärmesystem med PEX-rör Lars Ehrlén apr-99 

35 Undersökning av funktionen hos tillsatser för fjärrvärmevatten Tuija Kaunisto 

Leena Carpén 

maj-99 

36 Kartläggning av utvecklingsläget för ultraljudsflödesmätare Jerker Delsing nov-99 

37 Förbättring av fjärrvärmecentraler med sekundärnät Lennart Eriksson 


38 Ändgavlar på fjärrvärmerör Gunnar Bergström 


39 Användning av lågtemperaturfjärrvärme Lennart Eriksson 

Jochen Dahm 

Heimo Zinko 

40 Tätning av skarvar i fjärrvärmerör med hjälp av material 

som sväller i kontakt med vatten 

41 Underlag för riskbedömning och val av strategi för underhåll 

och förnyelse av fjärrvärmeledningar 

Rolf Sjöblom 

Henrik Bjurström 



Jan Molin 

maj-99 

sept-99 

sept-99 

nov-99 

dec-99


Carmen Pletikos 

42 Metoder att nå lägre returtemperatur med värmeväxlardimensionering 

och injusteringsmetoder. Tillämpning på två fastigheter i Borås. 

43 Vidhäftning mellan PUR-isolering och medierör. Har blästring 

av medieröret någon effekt? 

44 Mindre lokala produktionscentraler för kyla med optimal 

värmeåtervinningsgrad i fjärrvärmesystemen 

04-10-28 

Stefan Petersson mars-00 

Ulf Jarfelt juni-00 

Peter Margen juni-00 

45 Fullskaleförsök med friktionsminskande additiv i Herning, Danmark Flemming Hammer 

Martin Hellsten 

46 Nedbrytningen av syrereducerande medel i fjärrvärmenät 

47 Energimarknad i förändring 

Utveckling, aktörer och strategier 

feb-01 

Henrik Bjurström okt-00 

Fredrik Lagergren nov-00 

48 Strömförsörjning till värmemätare Henrik Bjurström nov-00 

49 Tensider i fjärrkylenät – Förstudie Marcus Lager nov-00 

50 Svensk sammanfattning av AGFWs slutrapport 

”Neuartige Wärmeverteilung” 

51 Vattenläckage genom otät mantelrörsskarv 

52 Direktförlagda böjar i fjärrvärmeledningar 

Påkänningar och skadegränser 

Heimo Zinko 



Sven-Erik Sällberg 



jan-01 

jan-01 

jan-01 

53 Korrosionsmätningar i PEX-system i Landskrona och Enköping Anders Thorén feb-01 

54 Sammanlagring och värmeförluster i närvärmenät Jochen Dahm 

Jan-Olof Dalenbäck 

feb-01 

55 Tryckväxlare för fjärrkyla Lars Eliasson mars-01 

56 Beslutsunderlag i svenska energiföretag Peter Svahn sept-01 

57 Skarvtätning baserad på svällande material Henrik Bjurström 

Pal Kalbantner 


okt-01 

58 Täthet hos skarvar vid återfyllning med befintliga massor Gunnar Bergström 



okt-01 

59 Analys av trerörssystem för kombinerad distribution av 

fjärrvärme och fjärrkyla 

Guaxiao Yao dec-01 

60 Miljöbelastning från läggning av fjärrvärmerör Morgan Fröling 

Magdalena 

Svanström 

jan-02 

61 Korrosionsskydd av en trycklös varmvattenackumulator 

med kvävgasteknik – fjärrvärmeverket i Falkenberg 

Leif Nilsson jan-02 

62 Tappvarmvattenreglering i P-märkta fjärrvärmecentraler för 

villor – Utvärdering och förslag till förbättring 

Tommy Persson jan-02 

63 Experimentell undersökning av böjar vid kallförläggning 


jan-02 

av fjärrvärmerör 

Nils Olsson


64 Förändring av fjärrvärmenäts flödesbehov Håkan Walletun 

Daniel Lundh 

jan-02 

65 Framtemperatur vid värmegles fjärrvärme Tord Sivertsson 

Sven Werner 

mars-02 

66 Fjärravläsning med signaler genom rörnät – förstudie Lars Ljung 

Rolf Sjöblom 

mars-02 

67 Fukttransport i skarvskum Gunnar Bergström 



april-02 

68 Round Robin test II av isolerförmågan hos fjärrvärmerör Ture Nordenswan april-02 

69 EkoDim – beräkningsprogram Ulf Jarfelt juni-02 

70 Felidentifiering i FC med ”flygfoton” – Förstudie Patrik Selinder 


juni-02 

71 Digitala läckdetekteringssystem Jan Andersson aug-02 

72 Utvändigt skydd hos fjärrvärmerörsskarvar Gunnar Bergström 


04-10-28 


73 Fuktdiffusion i plaströrsystem Heimo Zinko 



Ulf Jarfelt 

sept-02 

sept-02 

74 Nuläge värmegles fjärrvärme Lennart Larsson 

Sofie Andersson 

Sven Werner 

sept-02 

75 Tappvarmvattensystem – egenskaper, dimensionering och komfort Janusz Wollerstrand sept-02 

76 Teknisk och ekonomisk jämförelse mellan 1- och 2-stegskopplade 

fjärrvärmecentraler 

77 Isocyanatexponering vid svetsning av fjärrvärmerör Gunnar Bergström 

Lisa Lindqvist 

Håkan Walletun okt-02 


78 Förbättringspotential i sekundärnät Lennart Eriksson 

Stefan Petersson 


okt-02 

okt-02 

79 Jämförelse mellan dubbel- och enkelrör Ulf Jarfelt dec-02 

80 Utvändig korrosion på fjärrvärmerör Göran Sund dec-02 

81 Varmvattenkomfort sommartid i småhus Tommy Persson dec-02 

82 Miljöbelastning från produktion av fjärrvärmerör Morgan Fröling 

Camilla Holmgren 

83 Samverkande produktions- och distributionsmodeller John Johnsson 

Ola Rossing 

84 Användning av aska vid förläggning av fjärrvärmeledningar - 

förstudie 

Rolf Sjöblom 

85 Marginaler i fjärrvärmesystem Patrik Selinder 

Heimo Zinko 

86 Flödesutjämnande körstrategi Gunnar Larsson 

87 ”Black-Box”-undersökning av fjärrvärmecentraler Håkan Walletun 

Bernt Svensson 

88 Långtidsegenskaper hos lågflödesinjusterade radiatorsystem Stefan Petersson 

Sven Werner 

dec-02 

feb-03 

feb-03 

mars-03 

april-03 

juni-03 

aug-03


89 Rationellt byggande av fjärrvärmeledningar Tommy Gudmundson sep-03 

90 Total – Kontra utförandeentreprenad Tommy Gudmundson sep-03 

91 Tryckväxlare för fjärrkyla – Teknik och funktion Bror-Arne Gustafson sep-03 

92 Kylning av kylmaskiners kondensorer med fjärrkyla i 

livsmedelsbutiker 

04-10-28 

Caroline Haglund 

Stignor 

sep-03 

93 Minskade distributionsförluster med diffusionstäta fjärrvärmerör Maria Olsson okt-03 

94 Kopplingsprinciper för fjärrvärmecentral och frånluftsvärmepump Patrik Selinder 


Heimo Zinko 

okt-03 

95 Funktion hos 1-rörs radiatorsystem – Avkylning, komfort och stabilitet Stefan Petersson 

Bernt-Erik Nyberg 

okt-03 

96 EPSPEX-kulvert – Utveckling, utförande och uppföljning Tommy Gudmundson okt-03 

97 EPSPEX-kulvert – Funktion under och efter vattendränkning Stefan Nilsson 



98 Fukt i fjärrvärmerör, larmsystem och detektering 

Inventering av mätmetoder och gränsvärden 

Henrik Bjurström 


Mats-Olov Edström 

99 Undersökning av skarvar med isolerhalvor efter nio år i drift Stefan Nilsson 



okt-03 

okt-03 

nov-03 

100 Strategier för framtidens fjärrvärme Markus Fellesson dec-03 

101 Fjärrvärmevärmda torkrumsanläggningar Peter Neikell 

Tobias Nilsson 

nov-03 

102 Kyllager i befintligt kylnät Fredrik Setterwall 

Benny Andersen 

nov-03 

103 Reglerdynamik, tryckhållning och tryckslag i stora rörsystem Gunnar Larsson dec-03 

104 Energimätning i småhus. Förstudie. Jan Eliason 

Morgan Romvall 

dec-03 


105 Konsekvenser av mindre styrventiler i distributionsnät Håkan Lindkvist 


jan-04 

106 Inventering av nya inspektionsinstrument för statuskontroll av 

fjärrvärmerör 

Göran Sund jan-04 

107 Kopplingar i fjärrvärmesystem – inventering av alternativ och 

utvecklingspotential 

Rolf Sjöblom 

Jöns Hilborn 

feb-04 

108 Gradtid för kyla Peter Lundell april-04 

109 Effektivare rundgångar Håkan Walletun 

Karolina Näsholm 

april-04 

110 Mikrobiell aktivitet i fjärrkylenät Magnus Nordling april-04 

111 Effektivare distribution av fjärrkyla Olle Källman 

Per Hindersson 

Börje Nord 

112 Värmedriven kyla Magnus Rydstrand 

Viktoria Martin 

Mats Westermark 

maj-04 

maj-04


113 Markradar fältförsök Emelie Vestin 

Peter Wilén 

juni-04 

114 EcoTrench läggning av fjärrvärmerör Alf Lindmark juni-04 

115 Tappvarmvattenanvändning på hotell Stefan Petersson 

Sven Werner 

Martin Sandberg 

Åsa Wahlström 

116 PET-skum som isoleringsmaterial i fjärrvärmerör 

04-10-28 

Sara Mangs 

Olle Ramnäs 

Ulf Jarfelt 

117 Flexibla fjärrvärmerörs isoleringsegenskaper Ulf Jarfelt 

Olle Ramnäs 

Camilla Persson 

Charlotte Claesson 

118 Injustering av vvc-kretsar Janusz Wollerstrand 

Tommy Persson 

juni-04 

sept-04 

okt-04 

okt-04


04-10-28 

FORSKNING OCH UTVECKLING – ORIENTERING 

1 Fjärrkyla: Behov av forskning och utveckling Sven Werner jan-98 

2 Utvärdering av fjärrkyla i Västerås. Uppföljning av Värmeforsk 

rapport nr 534. Mätvärdesinsamling för perioden 23/5 – 30/9 1996. 

3 Symposium om Fjärrvärmeforskning på Ullinge Wärdshus i Eksjö 

kommun, 10-11 december 1996 

4 Utvärdering av fjärrkyla i Västerås. Uppföljning av Värmeforsk 

rapport nr 534. Mätvärdesinsamling för period 2. 1/1 – 31/12 1997. 

5 Metodutveckling för mätning av värmekonduktiviteten 

i kulvertisolering av polyuretanskum 

6 Optimering av fjärrvärmevattens framledningstemperatur i mindre 

fjärrvärmesystem 

7 Sammanställning över fjärrvärme- och kraftvärmeprojekt med eu-stöd 

Lars Lindgren 

Conny Nikolaisen 

jan-98 

Lennart Thörnqvist jan-98 

Conny Nikolaisen juli-98 


Hans Torstensson 

Ilkka Keppo 

Pekka Ahtila 

Sofie Andersson 

Sven Werner 

8 Utvärdering av FOU-programmet Hetvattenteknik 2001-2003 John Johnsson 

Håkan Sköldberg 

sept-99 

jan-03 

feb-04 

feb-04 

9 Nytta med svensk fjärrvärmeforskning Sven Werner feb-04

injustering av vvc-kretsar - Svensk Fjärrvärme

You also want an ePaper? Increase the reach of your titles

Delete template?

Save as template?