Caracterización, integración y evaluación del sistema híbrido aerotermia + caldera de condensación

Equation Chapter 1 Section 1 Dpto. Ingeniería Energética Escuela Técnica Superior de Ingeniería Universidad de Sevilla Trabajo Fin de Máster Máster Universitario en Ingeniería Industrial Caracterización, integración y evaluación del sistema híbrido aerotermia + caldera de condensación Autor: Roberto Andrés Newton Hidalgo Tutores: José Sánchez Ramos, José Luis Molina Félix Sevilla, 2022 Trabajo Fin de M´aster M´aster Universitario en Ingenier´ıa Industrial Caracterizaci´on, integraci´on y evaluaci´on del sistema h´ıbrido aerotermia +caldera de condensaci´on Autor: Roberto Andr´es Newton Hidalgo Tutores: Jos´e S´anchez Ramos, Jos´e Luis Molina F´elix Profesores Titulares Departamento de Ingenier´ıa Energ´etica Escuela T´ecnica Superior de Ingenier´ıa Universidad de Sevilla Sevilla, 2022 Trabajo Fin de M´aster: Caracterizaci´on, integraci´on y evaluaci´on del sistema h´ıbrido aerotermia + caldera de condensaci´on Autor: Roberto Andr´es Newton Hidalgo Tutores: Jos´e S´anchez Ramos, Jos´e Luis Molina F´elix El tribunal nombrado para juzgar el trabajo arriba indicado, compuesto por los siguientes profesores: Presidente: Vocal/es: Secretario: acuerdan otorgarle la calificaci´on de: El Secretario del Tribunal Fecha: Agradecimientos A la Universidad de Sevilla y la Universidad de C´adiz, por formarme como ingeniero industrial. A mi tutor, por brindarme la oportunidad de poder realizar este proyecto, y sobre todo por darme toda la ayuda necesaria para poder llevarlo a cabo. A los profesores del Departamento de Ingenier´ıa Energ´etica, por permitirme descubrir en una de sus asignaturas el fascinante campo de la climatizaci´on en edificios. A mis supervisores y compa˜neros de trabajo durante mis pr´acticas de empresa, por ayudarme a reforzar mis conocimientos de climatizaci´on y de Excel. A mi familia, por darme todo el apoyo necesario para poder llegar hasta donde he llegado en mi carrera acad´emica. A mis amigos, por ense˜narme a utilizar LaTeX, y darme ´animo y buenos ratos para despejarme cuando estaba agobiado. 6 Resumen Para cumplir con los objetivos de la Uni´on Europea en t´erminos de eficiencia energ´etica en edificios, Espa˜na lanza en 2019 una nueva normativa que regula la eficiencia energ´etica de los edificios nuevos que se construyan y los existentes que se rehabiliten. As´ı, para el cumplimiento de esta nueva normativa se exige la limitaci´on del consumo energ´etico de las instalaciones t´ermicas, el control de la demanda energ´etica del edificio, nuevas exigencias de eficiencia energ´etica en las instalaciones t´ermicas y de iluminaci´on, y una contribuci´on m´ınima de energ´ıa renovable in situ para cubrir la demanda de agua caliente sanitaria. Como resultado de esta nueva normativa, el sistema convencional de calefacci´on y agua caliente sanitaria mediante caldera de gas, ampliamente utilizado hasta la fecha, queda anulado para resolver la climatizaci´on de nuevas construcciones y reformas, no pudiendo cumplir con la exigencia de renovabilidad debido a la utilizaci´on en su totalidad de combustible f´osil no renovable (gas natural) para la producci´on de energ´ıa t´ermica en las viviendas. Es entonces cuando el sistema h´ıbrido mediante bomba de calor aire-agua y caldera de condensaci´on se vuelve una soluci´on id´onea. Esto es debido a la importante fracci´on de energ´ıa renovable in situ utilizada por la bomba de calor, la capacidad de satisfacer la demanda de varias viviendas simult´aneamente y la posibilidad de aprovechar las calderas de gas preexistentes para realizar reformas en viviendas. La principal preocupaci´on de los instaladores de este tipo de sistemas h´ıbridos es la de superar el porcentaje m´ınimo de renovabilidad in situ en la producci´on de agua caliente sanitaria, evitando as´ı la instalaci´on de generadores t´ermicos renovables adicionales (como paneles solares t´ermicos) y produciendo un ahorro econ´omico considerable. En este proyecto, se desarrolla una herramienta detallada de simulaci´on anual para este tipo de sistemas, capaz de calcular con suficiente precisi´on todos los par´ametros necesarios para verificar el cumplimiento de la nueva normativa de eficiencia energ´etica, en aras de proveer a las empresas instaladoras de un m´etodo de c´alculo preciso que conduzca a resultados veraces. 8 5.2.2.1.3. Elecci´on del factor de dimensionamiento . . . . . . 86 5.2.2.2. Elecci´on del factor de dimensionamiento para el edificio colectivo de tipo manzana . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 88 5.2.3. Estudio del volumen de agua del colector por kW de potencia nominal instalado.................................. 90 5.2.3.1. Estudio del volumen de agua del colector para el edificio colectivo entre medianeras . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 90 5.2.3.2. Estudio del volumen de agua del colector para el edificio colectivo de tipo manzana . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 91 5.3. Resumen de la caracterizaci´on de cada edificio . . . . . . . . . . . . . . . . . 92 6. An´alisis de resultados 94 6.1. Estudio de la renovabilidad in situ en la producci´on de ACS . . . . . . . . . 94 6.1.1. Meses de calefacci´on considerados . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 94 6.1.2. Renovabilidad manteniendo la temperatura de impulsi´on de calefacci´on constante todo el a˜no . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 96 6.1.2.1. Porcentaje de energ´ıa primaria utilizada por cada generador seg´unvectoryuso ....................... 96 6.1.2.2. Rendimiento medio estacional de cada generador seg´un su uso 98 6.1.2.3. Porcentaje de renovabilidad in situ en la producci´on de ACS 99 6.1.3. Renovabilidad variando la temperatura de impulsi´on del modo ACS . 101 6.1.3.1. Estudio de la mejor configuraci´on de temperatura de impul- si´on en modo ACS ....................... 101 6.1.3.2. Comparativa de porcentajes de energ´ıa primaria utilizados . 105 6.2. Estudio del consumo de energ´ıa primaria necesario para satisfacer los servicios decalefacci´onyACS............................... 106 6.2.1. Resultados de consumo de energ´ıa primaria no renovable y total manteniendo la temperatura de impulsi´on de calefacci´on constante todo el a˜no..................................... 106 6.2.2. Resultados de consumo de energ´ıa primaria no renovable y total subiendo la temperatura de impulsi´on del modo ACS hasta 60◦C . . . . 110 6.3. Comparativa de prestaciones medias estacionales de la bomba de calor aireagua con los valores propuestos por IDAE . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 113 6.3.1. M´etodo de c´alculo aproximado de rendimientos medios estacionales en bombas de calor propuesto por IDAE . . . . . . . . . . . . . . . . . . 114 6.3.2. Comparativa de SCOP obtenidos por el m´etodo de c´alculo de IDAE con los SCOP calculados en la simulaci´on . . . . . . . . . . . . . . . . 115 6.3.3. C´alculo de la renovabilidad in situ en la producci´on de ACS empleando los valores de COP nominal m´ınimos para consideraci´on de renovable propuestosporIDAE........................... 116 7. Anexos 118 7.1. Anexo 1: Comparativa de resultados entre la simulaci´on a 1 hora y la simulaci´ona10minutos................................. 118 7.1.1. Comparativa de resultados en el edificio unifamiliar aislado orientado aleste ................................... 118 15 7.1.2. Comparativa de resultados en el edificio colectivo de tipo manzana . . 120 7.2. Anexo 2: Efecto de la variaci´on del factor de carga parcial m´ınimo de la bomba decaloraire-agua................................. 122 7.2.1. Efecto del factor de carga parcial m´ınimo sobre el porcentaje de horas fueradeconsigna............................. 122 7.2.2. Efecto del factor de carga parcial m´ınimo sobre los indicadores clave derendimiento .............................. 125 8. Conclusiones y futuras l´ıneas de investigaci´on 127 8.1. Conclusiones.................................... 127 8.2. Futuras l´ıneas de investigaci´on . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 128 ´ Indice de figuras 130 ´ Indice de tablas 136 Bibliograf´ıa 138 16 Nomenclatura Abreviaturas ACS Agua Caliente Sanitaria COP Coefficient of Performance CTE C´odigo T´ecnico de la Edificaci´on DBHE Documento B´asico de Ahorro de Energ´ıa EPBD Energy Performance of Buildings Directive IDAE Instituto para la Diversificaci´on y Ahorro de la Energ´ıa NZEB Nearly Zero-Energy Buildings RITE Reglamento de Instalaciones T´ermicas en Edificios SCOP Seasonal Coefficient of Performance UE Uni´on Europea US Universidad de Sevilla Simbolog´ıa, cap´ıtulo 4.2: Art´ıculo de investigaci´on βRatio de demanda punta φFactor de carga parcial de la caldera de condensaci´on BCaldera de condensaci´on Ep,tot Energ´ıa primaria total consumida por el sistema de calefacci´on Eth,bu Energ´ıa t´ermica total suministrada por el generador de apoyo Eth,gen Energ´ıa t´ermica total suministrada por el generador principal Eth,tot Energ´ıa t´ermica total suministrada por el sistema de calefacci´on ER Resistencia el´ectrica HP Bomba de calor aire-agua 18 Pdes Demanda punta de calefacci´on del edificio PHP (Tdes) Potencia de la bomba de calor a la temperatura exterior de dise˜no SCOPSRendimiento medio estacional del sistema de calefacci´on Tbiv Temperatura de bivalencia Tcut−off Temperatura de corte Tdes Temperatura exterior de dise˜no Tw,in Temperatura del agua de retorno de calefacci´on Simbolog´ıa, cap´ıtulo 5: Modelizaci´on %RenACS Porcentaje de renovabilidad in situ en la producci´on de ACS ∆tPaso de tiempo ˙mACS Caudal m´asico de agua en el intercambiador de ACS ˙ QACS Calor cedido en el intercambiador de ACS para precalentar el agua de reposici´on ˙ Qperd P´erdidas de calor por conducci´on a trav´es de las paredes del colector PkEfi,j,k Sumatorio de la energ´ıa final consumida por el generador ien el uso jen cada instante de tiempo ken que ´esta es no nula PkPreal,i,j,k Sumatorio de la potencia real suministrada por el generador ien su uso jen cada instante de tiempo ken que ´esta es no nula εint Eficiencia del intercambiador de ACS A´ Area del edificio considerado Acol ´ Area del colector ACS Uso/modo de funcionamiento: ACS amb Medioambiente B1 Bomba de agua 1 de la instalaci´on B2 Bomba de agua 2 de la instalaci´on B3 Bomba de agua 3 de la instalaci´on B4 Bomba de agua 4 de la instalaci´on BC Bomba de calor aire-agua Cep,nren Consumo total de energ´ıa primaria no renovable del sistema 19 Cep,ren Consumo total de energ´ıa primaria renovable del sistema Cep,tot Consumo total de energ´ıa primaria del sistema CAL +ACS Uso/modo de funcionamiento: calefacci´on y ACS cc caldera de condensaci´on Cercan´ıa Cercan´ıa elegida para la temperatura de consigna de la instalaci´on COP Rendimiento nominal de la bomba de calor aire-agua COPreal Rendimiento real de operaci´on de la bomba de calor aire-agua COPF Rendimiento de la bomba de calor aire-agua corregido seg´un el factor de correcci´on F COPf Rendimiento de la bomba de calor aire-agua corregido seg´un el factor de correcci´on f CpwCalor espec´ıfico del agua DACS Demanda de ACS en l/h ·persona Dcal Demanda de calefacci´on Dcol Demanda de calor del colector para alcanzar la temperatura de impulsi´on EF,i,j Energ´ıa final total consumida por el generador ien el uso j EF,i,v,j Energ´ıa final total empleada por el vector energ´etico vdel generador ien el uso j EfBC Energ´ıa final consumida por la bomba de calor aire-agua en un instante de tiempo tdeterminado Efcc Energ´ıa final consumida por la caldera de condensaci´on en un instante de tiempo tdeterminado electr electricidad de red Epnren Energ´ıa primaria no renovable Epren,in situ Cantidad total de energ´ıa primaria renovable in situ utilizada en la producci´on de ACS Epren Energ´ıa primaria renovable Eptot Energ´ıa primaria total FFactor de correcci´on del COP de la bomba de calor seg´un la temperatura de aire seco exterior y la temperatura de impulsi´on 20 fFactor de correcci´on del COP de la bomba de calor seg´un el factor de carga parcial fcp factor de carga parcial de la bomba de calor aire-agua fcpcc factor de carga parcial de la caldera de condensaci´on fcpmin factor de carga parcial m´ınimo de la bomba de calor aire-agua fpnren factor de paso de energ´ıa final a energ´ıa primaria no renovable fpren factor de paso de energ´ıa final a energ´ıa primaria renovable fptot factor de paso de energ´ıa final a energ´ıa primaria total gas gas natural HEIRF Coeficiente de la curva correctora del COP de la bomba de calor seg´un la temperatura de aire seco exterior y la temperatura de impulsi´on HEIRf Coeficiente de la curva correctora del COP de la bomba de calor seg´un el factor de carga parcial nccreal Rendimiento real de la caldera de condensaci´on Pccreal Potencia t´ermica real suministrada por la caldera de condensaci´on PFPotencia a plena carga de la bomba de calor aire-agua Pnom Potencia nominal de la bomba de calor aire-agua Preal Potencia t´ermica real suministrada por la bomba de calor aire-agua a la instalaci´on SCOPi,j Rendimiento medio estacional del generador ien el uso j tInstante de tiempo considerado Tcol Temperatura de agua del colector Tcons Temperatura de consigna del agua de la instalaci´on Timp Temperatura de impulsi´on de agua de la instalaci´on Tsot Temperatura del aire contenido en el s´otano o cuarto de instalaciones donde se ubica el colector Tsext Temperatura de aire seco exterior Tsalint Temperatura de agua a la salida del intercambiador de ACS Twrep Temperatura del agua de reposici´on Ucol Coeficiente global de transferencia de calor del colector 21 Vcol Volumen de agua contenido en el colector WcPotencia el´ectrica consumida por el compresor 22 Parte I Introducci´on sean accionadas el´ectricamente y superior a 1,15 cuando sean accionadas mediante energ´ıa t´ermica. El valor de SCOPdhw se determinar´a para la temperatura de preparaci´on del ACS, que no ser´a inferior a 45 ◦C” 1.1.2.6. Secci´on HE5: Generaci´on m´ınima de energ´ıa el´ectrica Impone que “en los edificios que as´ı se establezca en esta secci´on se incorporar´an sistemas de generaci´on de energ´ıa el´ectrica procedente de fuentes renovables para uso propio o suministro a la red”. Cuantifica la exigencia estableciendo una potencia m´ınima a instalar proveniente de fuentes renovables, que se cuantifica mediante la siguiente expresi´on: Pmin = 0,01 ·S(1.1) Donde Pmin es la potencia m´ınima a instalar proveniente de fuentes renovables en kW y S es la superficie construida del edificio en m2. 1.2. Objetivos El objetivo principal de este proyecto es el de desarrollar una herramienta de simulaci´on de un sistema h´ıbrido de calefacci´on y ACS compuesto por una bomba de calor aire-agua y una caldera de condensaci´on, destinado a satisfacer la demanda de varios tipos de edificios residenciales, y con el prop´osito de cumplir con los siguientes objetivos espec´ıficos: •Conseguir un ahorro de energ´ıa considerable en el consumo anual de calefacci´on y ACS en los edificios residenciales colectivos de nueva construcci´on y ya existentes en los que el DBHE es de aplicaci´on •Demostrar la importancia de la sustituci´on de un sistema convencional (compuesto por una caldera de gas) por un sistema h´ıbrido (compuesto de una bomba de calor aerot´ermica y una caldera de condensaci´on) a la hora de lograr un Edificio de Consumo de Energ´ıa Casi Nulo que cumpla con la Directiva 2010/31/UE y con los requerimientos del DBHE, y reduzca las emisiones de gases de efecto invernadero •Sentar las bases ´optimas de operaci´on del sistema h´ıbrido bomba de calor aerot´ermicacaldera de condensaci´on, dando la mayor carga posible de trabajo a la bomba de calor para reducir notoriamente el consumo energ´etico y aumentar lo m´aximo posible la renovabilidad, reduciendo as´ı en la medida que sea posible la instalaci´on de fuentes energ´eticas renovables adicionales para lograr el porcentaje necesario de renovablidad procedente de fuentes in situ para la producci´on de ACS dictaminado por el DBHE4 31 Cap´ıtulo 2 La aerotermia h´ıbrida 2.1. Definici´on Un sistema h´ıbrido de aerotermia para climatizaci´on y ACS consiste en la combinaci´on de una bomba de calor aerot´ermica (entendi´endose como aerot´ermica a toda bomba de calor que realice un intercambio de calor con el aire exterior) con al menos otro generador de energ´ıa diferente atendiendo el mismo servicio, para poder as´ı seleccionar el m´as eficiente en cada caso. [4] Para que varios generadores puedan atender un mismo servicio de forma eficiente, es muy com´un utilizar tuber´ıas de agua para los intercambios de calor, de manera que la bomba de calor aire-agua se convierte en una de las soluciones m´as comunes en aerotermia h´ıbrida. 2.2. La bomba de calor aire-agua La bomba de calor aire-agua, como cualquier otra bomba de calor, basa su funcionamiento en el ciclo de Carnot. El ciclo se compone de un fluido refrigerante que pasa por un evaporador, un compresor el´ectrico, un condensador y una v´alvula de expansi´on reversible. Cuando pasa por el evaporador, el refrigerante se evapora pasando de l´ıquido a gas mediante un intercambiador en el que absorbe calor y sube su temperatura. Cuando circula por el condensador, el fluido refrigerante se condensa pasando de gas a l´ıquido mediante un intercambiador en el que cede calor y baja su temperatura. En modo calefacci´on, el evaporador de la bomba de calor absorbe calor del exterior del edificio para luego introducirlo dentro de la vivienda cedi´endolo en el condensador. En modo refrigeraci´on ocurre lo contrario, de manera que el evaporador absorbe el calor extra´ıdo de la vivienda y lo libera al exterior mediante el intercambio producido en el condensador. Para conmutar su funcionamiento entre calefacci´on y refrigeraci´on, basta con invertir el sentido de la v´alvula reversible, de manera que el condensador pasa a funcionar como evaporador y viceversa. La bomba de calor aire-agua realiza el intercambio con el aire exterior, y posteriormente absorbe o cede ese calor mediante un intercambio con una tuber´ıa de agua. La bomba de calor aire-agua puede ser compacta (tambi´en llamadas Monobloc) oBibloc. Las compactas se componen solo de una unidad exterior que integra todo el circuito de 32 refrigerante, de manera que en ella se realizan tanto el intercambio con el aire exterior como el intercambio con la tuber´ıa de agua que luego va hacia el interior de la vivienda. En las bombas de calor Bibloc, existen una unidad exterior y una unidad interior, y se conectan mediante la bituber´ıa de refrigerante de manera que el intercambio con el aire exterior se realiza en la unidad exterior y el intercambio con la bater´ıa de agua se realiza en la unidad interior. 2.3. Generadores de apoyo m´as comunes en aerotermia h´ıbrida 2.3.1. Caldera de condensaci´on Las calderas de condensaci´on son calderas de gas (entendiendo como caldera de gas, un generador de energ´ıa que tiene el prop´osito de calentar agua utilizando gas hidrocarburo como combustible) que aprovechan el calor latente de condensaci´on del vapor de agua contenido en los humos de la combusti´on para precalentar el agua. Para ello, se debe utilizar como combustible un hidrocarburo con contenido muy bajo o nulo de azufre (gas natural o gas licuado del petr´oleo), de manera que la condensaci´on de los humos no forme ´oxidos de azufre da˜ninos para la atm´osfera. En las calderas de gas convencionales, los humos se liberan a temperaturas muy altas (140-150◦C) para evitar la condensaci´on que forma estos compuestos. En cambio, las calderas de condensaci´on operan normalmente a una temperatura comprendida entre 55 y 60◦C, que favorece la condensaci´on de los humos. Debido al calor latente de condensaci´on que se aprovecha para precalentar el agua, estas calderas consumen aproximadamente un 30 % menos de combustible que las calderas de gas convencionales para lograr elevar la temperatura del agua hasta 40-60◦C, lo que las hace m´as econ´omicas y menos contaminantes. Es por ello que muchos propietarios se planteen gastar un poco m´as de dinero en una caldera de condensaci´on para sus hogares, o incluso cambiar su caldera de gas ya existente en la vivienda por una de condensaci´on. Por todo ello, las calderas de condensaci´on son un generador de energ´ıa bastante com´un en las viviendas, lo que hace que combinarla con una bomba de calor aire-agua sea la soluci´on m´as com´un en aerotermia h´ıbrida. 33 (a) exterior (b) interior Figura 2.1: Caldera de condensaci´on Isofast Condens. Fuente: saunier duval 2.3.2. Resistencia el´ectrica con efecto Joule Una resistencia el´ectrica genera calor gracias al conocido Efecto Joule, fen´omeno por el cual si en un conductor circula corriente el´ectrica, parte de la energ´ıa cin´etica de los electrones se transforma en calor debido a los constantes choques que sufren con los ´atomos del material conductor por el que circulan, elevando la temperatura del mismo. Es muy com´un en aerotermia el uso de resistencias el´ectricas como generadores de apoyo, que suelen integrarse en la unidad interior de las bombas de calor Bibloc o en la unidad exterior de las bombas compactas o Monobloc. Figura 2.2: Bomba de calor aire-agua Daikin Altherma 3M Monobloc con resistencia el´ectrica de apoyo incorporada. Fuente: daikin 34 2.3.3. Paneles solares t´ermicos Los paneles solares t´ermicos se emplean normalmente como generadores de apoyo a la instalaci´on de ACS, aunque a veces tambi´en se pueden encontrar como apoyo a la instalaci´on de climatizaci´on. La finalidad de estos paneles cuando actu´an como apoyo al ACS es ayudar a conseguir el porcentaje de renovabilidad in situ necesario exigido por el DBHE (60 o 70 %) cuando el generador principal no es capaz de aportar la totalidad por s´ı mismo. Los paneles solares t´ermicos dependen principalmente de la radiaci´on solar incidente, que debido a las condiciones clim´aticas cambiantes no siempre ser´a suficiente para que la instalaci´on pueda abastecer el calor total que necesita la vivienda para cubrir la demanda de ACS y/o calefacci´on. Por ello, es m´as eficiente en t´erminos de energ´ıa disponer de otro generador que pueda aportar la energ´ıa restante cuando la incidencia solar no sea suficiente (bomba de calor, caldera de condensaci´on). Las instalaciones solares t´ermicas en los edificios pueden ser de dos tipos: circuito abierto, cuando el agua caliente sanitaria pasa directamente por las tuber´ıas de la instalaci´on para ser calentada por los paneles, o de circuito cerrado, cuando pasa un fluido anticongelante por el sistema (generalmente glicol con agua) que luego calienta el agua de manera indirecta en el interior de un dep´osito de ACS, bien sea mediante un serpent´ın (intercambiador tubular) o un intercambiador de placas. En una instalaci´on h´ıbrida de ACS con paneles solares t´ermicos y circuito cerrado existen normalmente tres circuitos hidr´aulicos: el circuito primario, donde se produce el intercambio solar t´ermico con los paneles; el circuito secundario, donde se produce el intercambio del calor extra´ıdo de los paneles con el dep´osito de ACS; y el circuito de consumo, donde se cuenta con un segundo intercambiador por el que pasa el agua del dep´osito de ACS precalentada por el circuito solar para aportar el calor restante que fuese necesario para llegar a los 60◦C de temperatura de consumo. Este segundo intercambiador suele ser un peque˜no dep´osito (interacumulador) que cuenta con un serpent´ın por el que pasa agua calentada por un segundo generador (puede ser considerado como el principal o el de apoyo, dependiendo de la instalaci´on). El circuito de consumo es abierto porque el agua de red que entra en el dep´osito de ACS sale por los puntos de consumo de la vivienda. En las instalaciones h´ıbridas, los circuitos primario y secundario se separan mediante un intercambiador de calor (tubular o de placas) debido a que los caudales de circulaci´on y las condiciones de operaci´on var´ıan de un circuito a otro. [6] 35 Figura 2.3: Instalaci´on solar t´ermica h´ıbrida de circuito cerrado para producci´on de agua caliente sanitaria. Fuente: agenciaandaluzadelaenergia 2.4. Emisores de climatizaci´on Un emisor de climatizaci´on es un intercambiador de calor que emite o recibe el calor necesario para alcanzar la temperatura de confort t´ermico deseada en una estancia. Este intercambio se realiza siempre con el aire de la estancia, ya sea expulsando un caudal de aire interior climatizado con ayuda de un ventilador incorporado en el propio emisor; o realizando el intercambio directamente con el aire de la estancia. Los emisores de climatizaci´on pueden clasificarse atendiendo al fluido caloportador empleado para realizar el intercambio con el aire de la estancia en emisores por agua (suelo radiante y radiante-refrescante, ventiloconvector o fan coil y radiador de agua) y emisores por refrigerante (unidad interior de split, unidad interior de conductos, unidad interior de cassette y unidad interior de suelo techo). Adem´as, existen tambi´en emisores secos, o emisores que no precisan de fluido caloportador para realizar el intercambio, como los radiadores el´ectricos o el suelo radiante el´ectrico, que generan calor mediante resistencias el´ectricas y Efecto Joule. Los emisores por refrigerante funcionan por expansi´on directa, lo que significa que el propio emisor es la unidad interior de una bomba de calor, y se conecta mediante bituber´ıa de refrigerante a la unidad exterior. Este tipo de configuraci´on se conoce como conjunto 1x1 (una unidad exterior por una unidad interior). En cambio, los emisores por agua solo precisan de una tuber´ıa de agua a la temperatura de operaci´on para poder climatizar la estancia y por tanto pueden utilizar m´ultiples configuraciones de generadores de energ´ıa diferentes (paneles solares t´ermicos, calderas, bombas de calor Monobloc oBibloc, Efecto Joule...), lo que los hace ideales para la aerotermia h´ıbrida. 36 2.4.1. Emisores de climatizaci´on por agua Se detallan a continuaci´on los tres tipos de emisores de climatizaci´on por fluido caloportador agua mencionados anteriormente, puesto que son los que se utilizar´an en la soluci´on adoptada: 2.4.1.1. Suelo radiante y suelo radiante-refrescante El suelo radiante es un emisor de calefacci´on que se distribuye por el interior del suelo de la estancia a climatizar, y consiste en la distribuci´on de una red de tuber´ıa por el interior de dicho suelo. Se denomina suelo radiante-refrescante si el emisor es capaz de realizar tanto la calefacci´on como la refrigeraci´on de la estancia. La temperatura de operaci´on (temperatura deseada del fluido caloportador) de este tipo de emisor se fija normalmente en 35◦C para calefacci´on y 15◦C para refrigeraci´on. Figura 2.4: Suelo radiante Uponor Minitec. Fuente: uponor 2.4.1.2. Ventiloconvector o fan coil Un ventiloconvector o fan coil (del ingl´es Fan Coil Unit) consiste en un dispositivo que impulsa el aire de la estancia a climatizar con ayuda de un ventilador a trav´es de un par de bater´ıas de agua (bater´ıa de agua fr´ıa y bater´ıa de agua caliente), que son intercambiadores de calor compuestos por tubos de agua y aletas de metal. El aire pasa por un filtro a la entrada del fan coil antes de llegar al ventilador, para evitar que entre la suciedad. En r´egimen de refrigeraci´on el intercambio aire-agua se produce con la bater´ıa de agua fr´ıa y en r´egimen de calefacci´on con la bater´ıa de agua caliente. Estas bater´ıas disponen de una v´alvula de tres v´ıas para poder mezclar agua de retorno (agua que vuelve del intercambio con el aire) con agua de impulsi´on (agua que se dirige al intercambiador) en el caso de que la temperatura de impulsi´on supere o est´e por debajo de la temperatura de operaci´on de calefacci´on o refrigeraci´on del fan coil; o para poder cortar la circulaci´on de agua por la bater´ıa en caso de aver´ıa o temperatura de impulsi´on no deseada. Las temperaturas de operaci´on de los fan coils son normalmente de 45 y 7◦C para calefacci´on y refrigeraci´on respectivamente. 37 (a) fan coil 42MKT Carrier (b) Esquema fan coil Figura 2.5: (a) Fan coil modelo 42MKT de la marca Carrier. Fuente: carrier. (b) Esquema de funcionamiento b´asico del fan coil. Fuente: preciogas 2.4.1.3. Radiador de agua Un radiador de agua no es m´as que un emisor de calefacci´on que consiste en un intercambiador de tubos por los que pasa el agua caliente para ceder calor al aire de la estancia a calefactar. Debido a su reducida ´area de transferencia y a la ausencia de impulsi´on de aire en la convecci´on, estos emisores no son eficientes para enfriar aire y por ello no se utilizan para el r´egimen de refrigeraci´on. Se colocan normalmente en las paredes interiores y a la altura del suelo de las estancias a calefactar. La temperatura de operaci´on de un radiador de agua oscila normalmente entre los 50- 55◦C. Figura 2.6: Radiador de aluminio Xian N de marca Ferroli. Fuente: ferroli 38 Cap´ıtulo 3 Estado del arte 3.1. El sistema de aerotermia h´ıbrida con caldera de condensaci´on de Saunier Duval 3.1.1. Resumen En este apartado se detallan las caracter´ısticas del sistema h´ıbrido de aerotermia con bomba de calor aire-agua compacta de Saunier Duval, una de las marcas l´ıderes en Espa˜na en climatizaci´on, con el objetivo de obtener unas nociones previas de como se instalan y controlan los sistemas h´ıbridos de aerotermia. Toda la informaci´on ha sido extra´ıda a partir de dos conferencias impartidas por Saunier Duval en la Universidad de Elche. [4] [5] 3.1.2. Generalidades del sistema Saunier Duval es una corporaci´on perteneciente a Vaillant Group, grupo empresarial de ´ambito multinacional, que lidera en Europa el suministro de sistemas inteligentes para las actividades de agua caliente sanitaria, calefacci´on y refrigeraci´on en el ´ambito dom´estico. Saunier Duval trabaja el sistema h´ıbrido de aerotermia utilizando la bomba de calor aire-agua compacta, y expone para ello las siguientes razones: •La conexi´on de la unidad exterior a la instalaci´on se realiza mediante bituber´ıa de agua, por lo que se precisa de un fluido mucho m´as econ´omico que en los modelos Bibloc, donde la conexi´on entre las unidades exterior e interior se realiza mediante bituber´ıa frigor´ıfica. As´ı, se evitan fugas de refrigerante puesto que ´este est´a confinado en la unidad compacta exterior •Trabajar con agua como fluido caloportador permite la combinaci´on de distintos tipos de emisores de climatizaci´on (suelo radiante-refrescante, fan coils y radiadores) y tambi´en la combinaci´on con distintos tipos de tecnolog´ıas que tambi´en trabajan con agua (dep´osito de ACS, interacumulador hidr´aulico, caldera de condensaci´on, aguja hidr´aulica, paneles solares...) •Las bombas de calor compactas permiten trabajar a una menor temperatura de impul- si´on (temperatura del fluido caloportador de la bomba de calor) debido a la existencia 39 de otras tecnolog´ıas de apoyo como dep´ositos de inercia o calderas de condensaci´on, mejorando as´ı su COP (Coefficient of Performance, coeficiente que mide el rendimiento de una bomba de calor) •Permiten una mayor simultaneidad de uso, puesto que se puede combinar agua de distintos generadores y ello permite un control m´as selectivo del generador adecuado a utilizar en cada momento, lo que aumenta la eficiencia energ´etica global del sistema y lo hace m´as econ´omico Para resolver el h´ıbrido de aerotermia con caldera, Saunier Duval pone a trabajar la bomba de calor y la caldera contra un m´odulo hidr´aulico, que no es m´as que un dep´osito interacumulador. Este m´odulo hidr´aulico deriva el agua almacenada en su interior como fluido caloportador a los emisores de calefacci´on existentes en la vivienda. La refrigeraci´on se resuelve normalmente mediante un sistema independiente (normalmente bomba de calor aire-aire con emisor de tipo split) puesto que el hecho de necesitar una temperatura de impulsi´on baja (entre 5 y 14◦C) para climatizar hace que no podamos producir ACS al mismo tiempo o conectar la caldera para calentar el m´odulo hidr´aulico, lo que perjudicar´ıa enormemente el rendimiento de nuestro sistema h´ıbrido. Para la producci´on de ACS, propone varias soluciones para este mismo sistema: •Una de ellas consiste en derivar la producci´on de la bomba de calor mediante una v´alvula de tres v´ıas contra un dep´osito de ACS, de manera que la caldera solo trabaja en modo calefacci´on y la bomba de calor podr´a trabajar en calefacci´on o ACS. Cuando exista demanda de ACS, la bomba de calor trabajar´a para calentar el agua del dep´osito, y la caldera se encargar´a de satisfacer la demanda de calefacci´on, calentando el agua del m´odulo hidr´aulico. 40 Figura 3.7: Esquemas de los diferentes modelos adoptados. Fuente: [7] Cada sistema cuenta con un peque˜no dep´osito de inercia de 79 litros para aumentar la inercia t´ermica del sistema, y como emisores de calefacci´on se han empleado radiadores de agua, cuya temperatura de operaci´on se ha establecido en 55◦C. En los sistemas convencionales, el generador ha sido dimensionado para cubrir la demanda punta de calefacci´on del edificio. En cambio, en los sistemas h´ıbridos, la bomba de calor aireagua se dimensiona para cubrir una fracci´on de esta demanda punta, puesto que la parte restante ser´a cubierta por el generador de apoyo. 3.2.2.2. Modelado de la caldera de condensaci´on El rendimiento de la caldera de condensaci´on (ng) se modela a partir de los datos t´ecnicos suministrados por el fabricante (tabla 3.1), y var´ıa en funci´on de la temperatura del agua de retorno de calefacci´on (Tw,in) y del factor de carga parcial (φ), que es un factor que mide el porcentaje de potencia demandada por el generador y se calcula como la demanda dividida entre la potencia m´axima disponible. En la figura 3.8 puede verse representado el rendimiento de la caldera para distintos factores de carga parcial y Tw,in comprendido entre 25 y 50◦C. Tabla 3.1: Datos t´ecnicos de la caldera de condensaci´on modelada Par´ametro Valor Potencia nominal de calefacci´on (temperatura de impul- si´on/retorno del agua = 80/60◦C) 21.5 kW Rendimiento nominal, ng(temperatura de impul- si´on/retorno del agua =80/60◦C) 97.5 % Rango de modulaci´on del factor de carga parcial, φ[0.25-1.00] 47 Figura 3.8: Representaci´on gr´afica de la ca´ıda de rendimiento de la caldera de condensaci´on con respecto a la temperatura del agua de reposici´on para distintos factores de carga parcial. Fuente: [7] 3.2.2.3. Modelado de la bomba de calor aire-agua El COP de la bomba de calor fue evaluado para una temperatura de impulsi´on de agua para calefacci´on de 55◦C, igual a la temperatura de operaci´on de los radiadores de agua empleados como emisores. Los valores de este rendimiento se obtienen a partir de una tabla de valores en funci´on de la frecuencia de giro del compresor, la temperatura del agua de retorno de calefacci´on (Tw,in) y la temperatura del aire seco exterior (Text), que ha sido modelada a partir de los datos t´ecnicos suministrados por el fabricante en la tabla 3.2 y con ayuda de ensayos experimentales. Tabla 3.2: Datos t´ecnicos de la bomba de calor aire-agua modelada Par´ametro Valor Potencia nominal de calefacci´on (Text = 7◦C, temperatura de impulsi´on/retorno del agua = 55/45◦C) 14.7 kW COP nominal (Text = 7◦C, temperatura de impul- si´on/retorno del agua = 55/45◦C) 2.13 Tipo de refrigerante empleado en el ciclo frigor´ıfico R-410A Datos del compresor Inverter de velocidad variable Rango de frecuencias: 15-115 Hz 48 3.2.2.4. Modelado de los modos de operaci´on de los sistemas h´ıbridos En los sistemas h´ıbridos con bomba de calor aire-agua que se ilustran en la figura 3.7 (modelos c y d) la fracci´on de la demanda punta de calefacci´on que es cubierta por la bomba de calor se calcula mediante el ratio de demanda punta (β), que se define en la ecuaci´on 3.1 como el ratio entre la potencia de la bomba de calor a la temperatura exterior de dise˜no (PHP (Tdes), donde Tdes es la temperatura exterior de dise˜no o temperatura exterior para la cual se produce la demanda punta de calefacci´on) y la demanda punta de calefacci´on del edificio o demanda punta de dise˜no (Pdes). β=PHP (Tdes) Pdes (3.1) En la figura 3.9 se presentan los modos de operaci´on y par´ametros de control principales de los sistemas h´ıbridos modelados. De nuevo aparece el punto de bivalencia explicado en el apartado 3.1.3.1 como el punto en el que la demanda de calefacci´on del edificio y la capacidad de la bomba de calor coinciden. Por ello, a la derecha de la temperatura de bivalencia (Tbiv) la bomba de calor tendr´a capacidad de sobra para satisfacer la demanda, puesto que a temperaturas del aire exterior m´as altas la capacidad de la bomba de calor aumenta a la vez que la demanda de calefacci´on disminuye. Otro par´ametro de control empleado es la temperatura de corte (Tcut−off ), que se define como el valor de temperatura exterior por debajo del cual la bomba de calor debe apagarse completamente debido a criterios espec´ıficos de control, normalmente relacionados con consideraciones econ´omicas y energ´eticas (como el criterio de confort y el criterio econ´omico del apartado 3.1.3). Por tanto, por encima de Tcut−off y hasta Tbiv, la bomba de calor operar´a con ayuda del generador de apoyo, y por debajo de ´esta solo operar´a el generador secundario. N´otese que el valor m´as bajo de temperatura exterior es la temperatura de dise˜no (Tdes), que coincide con la demanda punta de calefacci´on (Pdes). Figura 3.9: Modos de operaci´on de los sistemas h´ıbridos con bomba de calor aire-agua modelados. Fuente: [7] 49 3.2.3. Descripci´on de la metodolog´ıa de resoluci´on 3.2.3.1. Casos estudiados y simulados Para estudiar la influencia del dimensionado de la bomba de calor aire-agua con el SCOP de un sistema h´ıbrido, se han considerado cuatro unidades de bomba de calor aire-agua diferentes (HP) y dos tipos de generadores de apoyo: caldera de condensaci´on (B) y resistencia el´ectrica (ER). A partir de estas unidades, se han considerado ocho casos diferentes de configuraciones entre generadores, cuyas caracter´ısticas pueden verse en la tabla 3.3. Tabla 3.3: Datos de las distintas configuraciones consideradas Case 1 2 3 4 5 6 7 8 Heat generators HP0HP1+ER HP2+ER HP3+ER HP1+B HP2+B HP3+B B Tbiv (◦C) -10 -5 0 +5 -5 0 +5 - PHP (Tdes) (kW) 7.52 5.48 3.34 1.65 5.48 3.34 1.65 - Pbu (kW) - 1.90 4.04 5.73 21.5 21.5 21.5 - β1 0.74 0.45 0.22 0.74 0.45 0.22 0 El caso 1 es el sistema convencional de solo bomba de calor, que debido a la ausencia de un generador de apoyo para calefacci´on, utilizar´a la bomba de calor de mayor PHP (Tdes) (bomba de calor HP0, con una potencia de dise˜no de 7.52 kW e igual a la demanda punta de calefacci´on). Los casos 2, 3 y 4 se corresponden con el sistema h´ıbrido con bomba de calor y resistencia el´ectrica, donde se emplean los otros tres tipos de bomba de calor (HP1,HP2 yHP3de 5.48, 3.34 y 1.65 kW de potencia respectivamente) y la potencia del generador de apoyo (Pbu) se incrementa a medida que disminuye PHP (Tdes) debido a que una mayor cobertura de la demanda se hace necesaria por parte de la resistencia el´ectrica. Los casos 4, 5 y 6 representan diferentes configuraciones de sistema h´ıbrido con bomba de calor y caldera de condensaci´on. En todos los casos se utiliza la misma caldera para cubrir la porci´on de la demanda no cubierta por la bomba de calor (Pbu = 21.5 kW), puesto que en todos ellos es m´as que suficiente para realizar el apoyo necesario ajustando el factor de carga parcial de la caldera (φ). El ´ultimo caso es el de sistema convencional con caldera de condensaci´on. 3.2.3.2. C´alculo de indicadores clave del rendimiento Para comparar el rendimiento estacional de los diferentes casos estudiados, los autores hacen uso de de la ecuaci´on 3.2 para calcular el rendimiento medio estacional del sistema (SCOPS), que se define como el ratio entre la energ´ıa t´ermica total suministrada por el sistema de calefacci´on (Eth,tot) y la energ´ıa primaria total consumida por el sistema (Ep,tot). SCOPS=Eth,tot Ep,tot =Eth,gen +Eth,bu Ep,tot (3.2) Eth,tot puede descomponerse en la suma de la energ´ıa t´ermica suministrada por el generador principal (Eth,gen) y la energ´ıa t´ermica suministrada por el generador de apoyo (Eth,bu). En los sistemas convencionales (casos 1 y 8), Eth,bu ser´a nulo debido a la inexistencia de un generador de apoyo. El generador principal ser´a la bomba de calor aire-agua en todos los 50 casos menos en el caso 8, donde ser´a la caldera de condensaci´on (B). Ep,tot se calcula mediante la siguiente ecuaci´on: Ep,tot =X jX i Ep,i,j =X jX i Ei,j ·PEFidonde j =B, ER, HP ;i=ee, gas (3.3) Donde Ep,i,j es la energ´ıa primaria consumida por el generador j asociada al uso del vector energ´etico i, y se calcula como el consumo total de energ´ıa de dicho generador j a lo largo del r´egimen estacional multiplicado por un factor de conversi´on de energ´ıa primaria o factor de paso correspondiente para el vector energ´etico i utilizado. Dichos vectores energ´eticos pueden ser ee (energ´ıa el´ectrica, consumida por el compresor inverter de la bomba de calor o por la resistencia el´ectrica) o gas (gas natural, utilizado por la caldera de condensaci´on). 3.2.3.3. Resultados En la figura 3.10 se reflejan los resultados totales de consumo de energ´ıa primaria y potencia t´ermica suministrada de todos los casos estudiados, mediante los par´ametros descritos previamente: Eth,gen,Eth,bu,Eth,tot yEp,tot. Figura 3.10: Gr´afico de resultados totales de energ´ıa primaria de cada configuraci´on. Fuente: [7] El sistema convencional de solo bomba de calor (caso 1) es capaz de lograr un menor consumo de energ´ıa primaria (Ep,tot) que el sistema convencional de caldera de gas (caso 8), por ello se demuestra que la bomba de calor es m´as eficiente energ´eticamente que la caldera de condensaci´on. Este consumo Ep,tot se reduce ligeramente cuando se utiliza resistencia el´ectrica (caso 2) o una caldera de condensaci´on (casos 5, 6 y 7) como generadores de apoyo. 51 En los casos 3 y 4 el consumo de energ´ıa primaria total se dispara debido a que la resistencia el´ectrica se ha sobredimensionado respecto de la bomba de calor (la cobertura de la bomba de calor en los casos 3 y 4 es de un 44,4 y un 22 % de la demanda pico respectivamente). Luego para el caso de sistema h´ıbrido con resistencia el´ectrica se demuestra que para que el sistema sea eficiente energ´eticamente, la bomba de calor debe ser capaz de cubrir alrededor de un 70 % de la demanda, tal y como ocurre en el caso 2 con una cobertura del 72,8 %. En cambio, en los sistemas h´ıbridos con caldera (casos 5, 6 y 7, con las mismas bombas de calor que se han utilizado en los casos 2, 3 y 4) se demuestra que incluso con los dimensionados m´as peque˜nos el sistema sigue siendo eficiente, por lo que la bomba de calor puede dimensionarse a un porcentaje mucho m´as bajo de la demanda punta. Es por ello que el rendimiento medio estacional en los casos 6 y 7 (β= 0.44 y β= 0.22 respectivamente) ser´a bastante mayor que en los casos 3 y 4. 52 Parte II Desarrollo Cap´ıtulo 4 Modelizaci´on de la soluci´on de aerotermia h´ıbrida adoptada 4.1. Descripci´on de la instalaci´on El modelo a considerar se tratar´a de un sistema h´ıbrido de aerotermia compuesto por una bomba de calor aire-agua como generador principal y una caldera de condensaci´on como generador de apoyo. El sistema debe encargarse de satisfacer la demanda total de calefacci´on y ACS de varios tipos de edificios colectivos. La bomba de calor a emplear ser´a el modelo Altherma Bibloc ERHQ014BV3 de la marca Daikin, pero su potencia de calefacci´on variar´a en funci´on del dimensionado. Como se trata de una bomba de calor bibloc, existir´an una unidad exterior y una unidad interior que se conectar´an mediante una bituber´ıa de refrigerante de tipo R410-A. La instalaci´on se ubicar´a por lo general en los s´otanos de las viviendas, o en su defecto en un cuarto de instalaciones ubicado en la planta baja. Por consiguiente, la unidad interior se colocar´a dentro de dicho s´otano o cuarto de instalaciones; y la unidad exterior, lo m´as cerca posible de la fachada exterior de la planta baja del edificio, reduciendo as´ı la longitud necesaria de la l´ınea de refrigeraci´on. El sistema contar´a con un dep´osito interacumulador o colector del que saldr´an las bituber´ıas de agua que conectan con la unidad interior de la bomba de calor (para realizar el intercambio de calor con el refrigerante en el evaporador o condensador), con los emisores de calefacci´on instalados en los distintos pisos del edificio (suelo radiante, fan coils o radiadores) y con el intercambiador de ACS (interacumulador por el que circular´a el agua de red realizando un intercambio de calor con el serpent´ın de la bituber´ıa procedente del colector). La salida del intercambiador de ACS debe conducir toda el agua necesaria para satisfacer la demanda de ACS del edificio completo, puesto que esta tuber´ıa ramificar´a a todas y cada una de las calderas de condensaci´on (preexistentes o no) existentes en cada vivienda, de manera que dichas calderas recibir´an el ACS precalentada por el sistema y subir´an su temperatura hasta los 59-60◦C antes de que llegue a los puntos de consumo de cada vivienda 56 As´ı, el balance de energ´ıa t´ermica realizado en cada iteraci´on queda de la siguiente forma: Preal =Dcal +˙ QACS +˙ Qperd +Dcol (4.2) Donde Preal es la potencia t´ermica aportada por la bomba de calor aire-agua en cada instante de tiempo tpara vencer todas las p´erdidas producidas en cada instante y mantener el volumen de agua contenido en el colector a la temperatura de impulsi´on. Dicha temperatura de impulsi´on es la temperatura de dise˜no a la que opera la bomba de calor aire-agua y coincide con la temperatura deseada del fluido caloportador (que en este caso es el agua contenida en el colector). Su valor se establece en base a unos par´ametros de control en funci´on del modo de operaci´on de la bomba de calor, que se detallan en el apartado 4.4.2. Las p´erdidas de calor ser´an: la demanda de calefacci´on obtenida de las matrices explicadas en el apartado 4.2.2.1 (Dcal); las p´erdidas de calor en el intercambiador de ACS ( ˙ QACS); y las p´erdidas de calor por conducci´on a trav´es de las paredes del colector ( ˙ Qperd). Para mantener la temperatura del agua del colector a la temperatura de impulsi´on deseada se a˜nade al balance el t´ermino Dcol (demanda de calor del colector). 4.3.2.1. P´erdidas de calor por conducci´on a trav´es de las paredes del colector Han sido modeladas utilizando la siguiente ecuaci´on de transferencia: ˙ Qperd =Ucol ·Acol ·[Tcol(t−∆t)−Tsot] (4.3) Donde Ucol yAcol son el coeficiente global de transferencia de calor y el ´area de transferencia del colector respectivamente. Tsot es la temperatura del aire del s´otano o cuarto de instalaciones en el que se ubicar´a el colector. Tcol(t−∆t) es la temperatura de agua contenida en el colector en el instante de tiempo anterior, que ser´a el instante tactual menos el paso de tiempo considerado, ∆t. 4.3.2.2. P´erdidas de calor en el intercambiador de ACS El calor cedido para realizar el precalentamiento de agua de reposici´on en el intercambiador de ACS se calcula por medio de la siguiente ecuaci´on: ˙ QACS = ˙mACS ·Cpw·(Tsalint −Twrep) (4.4) Donde ˙ QACS es el flujo de calor necesario para subir la temperatura del caudal m´asico de agua en el intercambiador de ACS ( ˙mACS) desde la temperatura de agua de reposici´on considerada (Twrep) hasta la temperatura del agua a la salida del intercambiador de ACS (Tsalint). La temperatura del agua a la salida del intercambiador de ACS depender´a de la eficiencia del intercambio (εint) y puede calcularse mediante la siguiente ecuaci´on: Tsalint =Twrep +εint ·[Tcol(t−∆t)−Twrep] (4.5) 63 El caudal m´asico de agua que circula a trav´es del intercambiador de ACS en cada instante de tiempo tse corresponde con el caudal de ACS que demanda el edificio mediante la siguiente ecuaci´on: ˙mACS =N·DACS (4.6) Donde N es la ocupaci´on o n´umero de personas del edificio considerado. Este dato se refleja en el programa de simulaci´on mediante una matriz de b´usqueda de valores id´entica a la tabla 4.1 mediante la cual Excel encuentra el n´umero total de ocupantes del edificio tras introducirse el nombre del tipo de edificio como dato de entrada en la simulaci´on anual. DACS es la demanda de ACS en l/h·persona en el instante de tiempo tactual, que ser´a el valor que le corresponda a la hora actual en el perfil de consumo horario de ACS considerado (figura 4.3) si el paso de tiempo es de 1 hora; o la demanda interpolada Dicalculada seg´un la ecuaci´on 4.1 para el instante de tiempo actual si el paso de tiempo es de 10 minutos. 4.3.2.3. Modelado del colector Se define la demanda de calor del colector (Dcol) como la cantidad de calor que hay que aportar al volumen de agua contenido en el colector (Vcol) durante el paso de tiempo considerado (∆t) para subir la temperatura del agua del colector hasta la temperatura de impulsi´on deseada (Timp). Se calcula empleando la ecuaci´on: Dcol =Vcol ∆t·Cpw·[Timp −Tcol(t−∆t)] (4.7) La temperatura del colector en cada instante de tiempo tse calcular´a en base a la siguiente ecuaci´on: Tcol(t) = Tcol(t−∆t) + ∆t·[Preal −(Dcal +˙ QACS +˙ Qperd)] Vcol ·Cpw (4.8) Donde la potencia t´ermica destinada a subir la temperatura del colector es la que resta de Preal tras satisfacer todas las p´erdidas de calor del sistema (Preal −(Dcal +˙ QACS +˙ Qperd)). Puede observarse, en base a la ecuaci´on 4.2, que esta potencia t´ermica es igual a la demanda del colector Dcol. Sin embargo, se hace necesario colocar este t´ermino en la ecuaci´on en funci´on de la potencia t´ermica realmente suministrada por la bomba de calor, ya que existen instantes de tiempo ten los que la bomba de calor no se enciende (en base a los par´ametros de control explicados en el apartado 4.4.1.1) y por tanto no se satisface la demanda del colector. 4.3.3. Ecuaciones y modelado de la bomba de calor aire-agua 4.3.3.1. C´alculo del rendimiento real Para realizar el modelado de la bomba de calor aire-agua de nuestra instalaci´on, debemos calcular el rendimiento real en cada instante de tiempo tde la bomba de calor empleada. Para ello, hemos utilizado como referencia las curvas de comportamiento del modelo de 64 bomba de calor Altherma Bibloc ERHQ014BV3 de la marca Daikin. Estas curvas han sido proporcionadas por el fabricante y obtenidas mediante ensayos experimentales. Su objetivo es ajustar el COP de la bomba de calor a un valor m´as realista en funci´on de las condiciones exteriores y de operaci´on de la instalaci´on. Por medio de estas curvas, se calcular´an un factor de correcci´on Fen funci´on de la temperatura de aire seco exterior en cada instante (Tsext) y la temperatura de impulsi´on elegida (Timp); y un factor de correcci´on fen funci´on del factor de carga parcial de la bomba de calor (fcp). De esta forma, el rendimiento real de operaci´on de la bomba de calor en cada instante de tiempo t(COPreal) se calcula de la siguiente forma: COPreal =COP ·F·f(4.9) Donde COP es el rendimiento nominal (Nominal Coefficient Of Performance) que aparece en el cat´alogo del fabricante para el modelo de bomba de calor aire-agua considerado y tiene un valor de 3,376 para una temperatura de impulsi´on de 45◦C. Este es el valor nominal que el fabricante ha empleado para el c´alculo de las curvas, por lo que nosotros tomaremos el mismo valor. 4.3.3.1.1. C´alculo del factor de correcci´on FEl factor corrector Fse calcula, seg´un las curvas proporcionadas por el fabricante, por medio de la siguiente expresi´on: F=1 HEIRF (4.10) Donde HEIRF es el coeficiente de la curva correctora del COP de la bomba de calor seg´un Tsext yTimp, que se calcula con la ecuaci´on caracter´ıstica de la curva: HEIRF = 0,928586 −0,00772 ·Timp + 0,00013 ·T2 imp −0,00555 ·Tsext +7,53 ·10−5·Ts2 ext −0,00013 ·Timp ·Tsext (4.11) Los resultados se representan en la gr´afica de la siguiente figura para un rango de temperaturas de aire seco exterior comprendido entre -15◦C y 20◦C y unos valores de temperatura de impulsi´on de 30, 35, 40, 45, 50, 55 y 60◦C (especificados en la leyenda de la derecha). 65 Figura 4.4: Representaci´on del COP corregido seg´un Fpara distintos valores de Tsext y Timp. Fuente: propia Donde COPF es el rendimiento corregido seg´un el factor F, y se corresponde con el rendimiento real que tendr´ıa la bomba de calor aire-agua si funcionase a plena carga, es decir, empleando la m´axima potencia disponible para las condiciones dadas de Tsext yTimp. COPF =COP ·F(4.12) Estos valores se reflejan en el programa de simulaci´on mediante una matriz de b´usqueda de valores que busca en la primera fila el valor de Timp elegido y en la primera columna el valor de Tsext que corresponda al instante de tiempo tdeterminado, encontrando as´ı el valor de COP que corresponda para la fila y la columna elegidas. 4.3.3.1.2. C´alculo del factor de correcci´on fEl factor de correcci´on fse calcula, seg´un las curvas proporcionadas por el fabricante, por medio de la siguiente expresi´on: f=fcp HEIRf (4.13) Donde HEIRf es el coeficiente de la curva correctora del COP de la bomba de calor en funci´on del factor de carga parcial (fcp), que mide el porcentaje de la potencia m´axima disponible que la bomba de calor aire-agua est´a utilizando en cada instante de tiempo t. HEIRf se calcula con la ecuaci´on caracter´ıstica de la curva: 66 HEIRf = 0,0856522 + 0,938814 ·fcp −0,183436 ·fcp2+ 0,15897 ·fcp3(4.14) Los resultados se representan en la gr´afica de la siguiente figura para todo el rango de valores de fcp, donde fcp = 0 significa que la bomba de calor no est´a funcionando y fcp = 1 significa que funciona a plena carga. Figura 4.5: Representaci´on del COP corregido seg´un fpara distintos valores de fcp. Fuente: propia Donde COPf es el rendimiento nominal corregido seg´un el factor f: COPf =COP ·f(4.15) 4.3.3.2. C´alculo de la potencia real Para calcular la potencia t´ermica real aportada por la bomba de calor aire-agua en cada instante de tiempo t(Preal), necesitamos partir de un valor de potencia nominal (Pnom), cuyo valor se calcula en el apartado 5.2.1 y constituye el dimensionado de la bomba de calor. Reescribiendo la ecuaci´on del rendimiento de un equipo (rendimiento es igual a producci´on entre consumo) en funci´on de las condiciones nominales de la bomba de calor, tenemos que Pnom se relaciona con COP por medio de la siguiente expresi´on: COP =Pnom Wc (4.16) 67 De esta ecuaci´on podemos despejar la potencia el´ectrica consumida por el compresor (Wc). Conociendo el consumo el´ectrico nominal (Wc) y el rendimiento real a plena carga de la expresi´on 4.12 (COPF), se puede calcular la potencia m´axima disponible de la bomba de calor en cada instante tmediante la siguiente ecuaci´on: PF=COPF ·Wc(4.17) Definiremos la potencia real como la fracci´on de potencia m´axima disponible que se ha utilizado realmente en el instante de tiempo tpor medio del factor de carga parcial: Preal =fcp ·PF(4.18) Como hemos mencionado antes, fcp se define como el porcentaje de la potencia m´axima disponible realmente utilizada por la bomba de calor aire-agua en cada instante de tiempo t, y se relaciona con la demanda total de potencia t´ermica de la instalaci´on mediante la siguiente expresi´on: fcp =Dcal +˙ QACS +˙ Qperd +Dcol PF (4.19) De esta forma, siempre que la bomba de calor se encienda, lo har´a a la potencia calculada en la expresi´on 4.18, en base al factor de carga parcial necesario para satisfacer la potencia t´ermica demandada por la instalaci´on en ese instante, no empleando as´ı m´as potencia disponible de la necesaria y reduciendo el consumo de energ´ıa primaria. 4.3.4. Ecuaciones y modelado de la caldera de condensaci´on 4.3.4.1. C´alculo de la potencia real Como se ha explicado en el apartado 4.1, el caudal de ACS demandado por la totalidad de los ocupantes del edificio en cada instante ( ˙mACS) se reparte, tras ser precalentado por el intercambiador de ACS, a las calderas de condensaci´on disponibles en cada vivienda. Para modelar estos generadores de apoyo, consideraremos una ´unica caldera de condensaci´on que representa a todas las calderas existentes en el edificio, y calienta en cada instante de tiempo tel agua que sale del intercambiador de ACS ( ˙mACS) desde la temperatura de salida de dicha agua precalentada hasta la temperatura de preparaci´on de ACS que establece la normativa DBHE en el anejo F, de 60◦C. Considerando todo lo anterior, la potencia t´ermica real suministrada por la caldera de condensaci´on en cada instante puede calcularse de la siguiente forma: Pccreal = ˙mACS ·Cpw·(60 −Tsalint) (4.20) 68 4.3.4.2. C´alculo del rendimiento real El rendimiento de la caldera de condensaci´on var´ıa con respecto al factor de carga parcial y la temperatura de impulsi´on en base a la gr´afica de la siguiente figura: Figura 4.6: Rendimiento de la caldera de condensaci´on considerada en funci´on del factor de carga parcial y la temperatura de impulsi´on. Fuente: Departamento de Ingenier´ıa Energ´etica Donde en el eje horizontal se est´a representando el porcentaje de carga parcial y en el eje vertical el rendimiento de la caldera en tanto por uno. TRhace referencia a la temperatura de impulsi´on o temperatura deseada del agua a la salida de la caldera de condensaci´on. Estas curvas han sido proporcionadas por el Departamento de Ingenier´ıa Energ´etica para poder realizar el modelado y son curvas t´ıpicas de comportamiento del rendimiento de una caldera de condensaci´on est´andar. Puesto que nuestra temperatura de impulsi´on ser´a de 60◦C para producir ACS a la temperatura de preparaci´on que dictamina el DBHE, solo nos interesa la curva de abajo. Dicha curva se represent´o gr´aficamente en el Excel de simulaci´on por medio de una nube de puntos con ayuda del uso de un software de digitalizaci´on de im´agenes. Posteriormente, se obtuvieron las ecuaciones caracter´ısticas de la curva insertando las l´ıneas de tendencia. 69 Figura 4.7: Curva de comportamiento del rendimiento de la caldera para una temperatura de impulsi´on de 60◦C y distintos valores del factor de carga parcial. Fuente: propia Donde para valores del factor de carga parcial (fcpcc) comprendidos entre 0 y 0,1 (l´ınea de tendencia azul) el rendimiento real de la caldera de condensaci´on se calcula mediante la siguiente ecuaci´on caracter´ıstica de la curva: nccreal =−10391 ·fcp4 cc + 2852,9·fcp3 cc −294,03 ·fcp2 cc + 14,05 ·fcpcc + 0,6484 (4.21) Y para valores de fcpcc comprendidos entre 0,1 y 1 (l´ınea de tendencia naranja), mediante la siguiente ecuaci´on: nccreal =−0,3591 ·fcp4 cc + 0,8914 ·fcp3 cc −0,7811 ·fcp2 cc + 0,2853 ·fcpcc + 0,9116 (4.22) El factor de carga parcial de la caldera de condensaci´on en cada instante se calcula mediante la siguiente expresi´on: fcpcc =Pccreal Pccreal(max) (4.23) Donde Pccreal(max)es el valor m´as alto de potencia t´ermica real suministrada por la caldera en la simulaci´on anual, y es el valor elegido para dimensionar su potencia. 70 4.4. Control 4.4.1. Control de la circulaci´on del fluido caloportador en la instalaci´on El control de la instalaci´on se realiza mediante el encendido y apagado de las bombas de impulsi´on de agua, que aparecen ilustradas en el esquema de la instalaci´on (figura 4.1). Los algoritmos de funcionamiento de las distintas bombas y sus funciones se detallan en los apartados subsiguientes. 4.4.1.1. Algoritmo de control de la bomba de calor aire-agua El funcionamiento de la bomba de calor aire-agua se controla mediante el encendido y apagado de la bomba 1 (B1 en la figura 4.1), de forma que si B1 se enciende, tambi´en lo har´a el compresor el´ectrico del circuito de refrigeraci´on de la bomba de calor, produci´endose as´ı el intercambio de calor entre refrigerante y agua del colector en el condensador. El colector ser´a el coraz´on de la instalaci´on, puesto que todas las p´erdidas y ganancias t´ermicas consideradas en el modelo (ganancias por funcionamiento de la bomba de calor, p´erdidas por calefacci´on, p´erdidas por precalentamiento de ACS y p´erdidas por transmisi´on en el colector) afectan directamente al volumen de agua del colector. Es por ello que el sistema basar´a su funcionamiento en mantener la temperatura del agua del colector por encima de una temperatura de consigna. La bomba de calor y B1 se encender´an cuando la temperatura del colector en el instante t anterior sea inferior a la temperatura de consigna (Tcol(t−∆t)< Tcons), que ser´a la obtenida mediante la siguiente expresi´on: Tcons =Timp −Cercan´ıa (4.24) Donde Cercan´ıa es la diferencia establecida entre la temperatura de impulsi´on elegida y la temperatura de consigna. Adem´as, se a˜nade un algoritmo de control adicional para el conjunto bomba de calor basado en un factor de carga parcial m´ınimo (fcpmin), de forma que B1 se encender´a en cualquier instante ten el que el factor de carga parcial de la bomba de calor sea mayor o igual que el m´ınimo establecido (fcp >=fcpmin). Este par´ametro de control adicional hace que en el caso de que en un instante tdeterminado se tengan unas p´erdidas de calor muy altas debido a un valor muy elevado de demanda de calefacci´on y no se cumpla Tcol(t−∆t)< Tcons, se encienda la bomba de calor para contrarrestrar las p´erdidas y evitar una bajada de temperatura muy alta en el colector. As´ı, el algoritmo de control de la bomba 1 y la bomba de calor aire-agua puede resumirse de la siguiente forma: B1 = 1 if Tcol(t−∆t)< Tcons or fcp >=fcpmin ∀t B1 = 0 else (4.25) 71 Donde 1 significa encendido y 0 apagado. 4.4.1.2. Algoritmo de control del circuito de calefacci´on La circulaci´on del fluido caloportador por el circuito de calefacci´on para satisfacer la demanda de calefacci´on del edificio por medio de los emisores de climatizaci´on de las viviendas se realiza mediante el encendido de la bomba 2, que se representa como B2 en la figura 4.1. Esta bomba impulsa el agua necesaria para realizar el intercambio de calor en los emisores de climatizaci´on de las viviendas que demandan calefacci´on en cada instante t. El algoritmo de control consiste en realizar el encendido de B2 en todo instante ten el que exista demanda de calefacci´on y la temperatura del colector en el instante tanterior supere la temperatura de confort de calefacci´on en las viviendas (considerada de 20◦C). As´ı, el algoritmo de control puede escribirse de la siguiente forma: B2 = 1 if Dcal >0and Tcol(t−∆t)>20◦C∀t B2 = 0 else (4.26) La condici´on Tcol(t−∆t)>20◦C se introduce para evitar que una bajada dr´astica de la temperatura del agua de la instalaci´on produzca adem´as una bajada de temperatura en el aire de las estancias a climatizar. De todas formas, con un correcto control y dimensionado de la instalaci´on nunca deber´ıa darse una temperatura de operaci´on inferior a 20◦C. 4.4.1.3. Algoritmo de control del circuito de precalentamiento y circulaci´on de ACS La circulaci´on del agua de la instalaci´on por el serpent´ın del intercambiador de ACS para realizar el precalentamiento del agua de reposici´on que se impulsa a las calderas de las viviendas se realiza mediante la bomba 3 (B3 en la figura 4.1). El algoritmo de control enciende B3 y realiza el precalentamiento de ACS para cada instante ten el que exista demanda de ACS y la temperatura del agua del colector en el instante anterior supere la temperatura del agua de reposici´on en ese instante (para evitar que se produzca un enfriamiento en lugar de un calentamiento). El algoritmo puede expresarse matem´aticamente de la siguiente forma: B3 = 1 if DACS >0and Tcol(t−∆t)> Twrep ∀t B3 = 0 else (4.27) La circulaci´on del agua de reposici´on por la red de ACS del edificio incluyendo su paso previo por el intercambiador de ACS para ser precalentada por el agua del colector se realiza mediante la bomba 4 (B4 en la figura 4.1). El control consiste en impulsar el caudal demandado de ACS ( ˙mACS) en todo instante t en el que la demanda de ACS sea no nula. El algoritmo quedar´ıa de la siguiente forma: B4 = 1 if DACS >0∀t B4 = 0 else (4.28) 72 4.5.3. C´alculo del porcentaje de renovabilidad in situ en la producci´on de ACS El c´alculo del porcentaje de renovabilidad in situ en la producci´on de ACS se calcula dividiendo la cantidad total de energ´ıa primaria renovable generada in situ (en el edificio o en la parcela de emplazamiento del edificio) entre la cantidad total de energ´ıa primaria utilizada: %RenACS =Epren,in situ Eptot ·100 % = Epren,BC,amb,CAL+ACS +Epren,BC,amb,ACS Eptot ·100 % (4.47) Como podemos apreciar en la ecuaci´on, la energ´ıa primaria renovable in situ que genera nuestro sistema es la energ´ıa t´ermica extra´ıda del medioambiente por la bomba de calor aire-agua. Este par´ametro sirve para verificar el cumplimiento de la exigencia del HE4 en la producci´on de agua caliente sanitaria que se coment´o en el apartado 1.1.2.5, debiendo ser como m´ınimo de un 60 % si la demanda del edificio es inferior a 5000 litros/d´ıa o de un 70 % si es superior. En la tabla siguiente se calcula la demanda final de cada tipo de edificio en litros/d´ıa teniendo en cuenta la demanda de referencia para residencial privado de 28 litros/d´ıa·persona que hemos tomado del anejo F del DBHE y el factor de centralizaci´on correspondiente de cada tipo de edificio. Tabla 4.5: Demanda de ACS de cada tipo de edificio calculada con ayuda del anejo F del DBHE Colectivo entre medianeras sur Colectivo manzana Unifamiliar aislada este Unifamiliar entre medianeras este Unifamiliar pareada este ´ Area (m2) 1236 6107 102 100 100 Ocupaci´on 37 183 3 3 3 litros/d´ıa 37·28=1036 183·28=5124 3·28=84 3·28=84 3·28=84 Nºviviendas 13 67 1 1 1 Factor de centralizaci´on 0,9 0,8 1 1 1 litros/d´ıa final 1036·0,9=933 5124·0,8=4100 84·1=84 84·1=84 84·1=84 Como podemos ver en los resultados en la tabla, ning´un edificio presenta una demanda superior a 5000 litros/d´ıa, por lo que necesitaremos una renovabilidad in situ de al menos un 60 % en la producci´on de ACS para poder cumplir con la exigencia de la normativa HE4. 4.5.4. C´alculo del porcentaje de horas fuera de consigna El DBHE establece en la secci´on HE0, en la descripci´on del procedimiento de c´alculo, que el total de horas fuera de consigna no podr´a exceder el 4 % del tiempo total de ocupaci´on. Seg´un el Anejo A de terminolog´ıa de la normativa DBHE, se entiende como horas fuera de consigna al n´umero de horas a lo largo del a˜no en el que cualquiera de los espacios habitables acondicionados del edificio o, en su caso, parte del edificio, se sit´ua, durante los periodos de 79 ocupaci´on, fuera del rango de temperaturas de consigna de calefacci´on o refrigeraci´on, con un margen superior a 1◦C, definido en sus condiciones operacionales. Por ello, el modelo realizar´a tambi´en el recuento de instantes de tiempo en los que la temperatura del agua del colector es menor que la temperatura de consigna (Tcol < Tcons), calculada esta temperatura de consigna con un valor de Cercan´ıa de 1◦C en la ecuaci´on 4.24, para establecer el margen que especifica la definici´on del DBHE. El porcentaje de horas fuera de consigna ser´a el n´umero de instantes de tiempo en los que no se cumple la consigna dividido entre el n´umero total de instantes de tiempo en los que se divide el a˜no en base porcentual. 80 Cap´ıtulo 5 Caracterizaci´on de la soluci´on de aerotermia h´ıbrida adoptada 5.1. Consideraciones iniciales para el an´alisis de resultados 5.1.1. Paso de tiempo, edificios y paquete de climas a analizar Aunque nuestro programa es capaz de realizar la simulaci´on anual calculando los resultados cada 1h y cada 10 min, para el an´alisis de resultados del cap´ıtulo 6 nos dedicaremos a calcular los resultados con un paso de tiempo ∆t=10 min. Esto se debe a que el control y los resultados se ven bastante perjudicados si los c´alculos se realizan con un paso de tiempo tan largo como puede ser 1 hora, y ello se demuestra en una comparativa de resultados recogida en el anexo 7.1. Puesto que en nuestra instalaci´on tanto la calefacci´on como el precalentamiento de ACS se realizan por medio de un sistema centralizado, nuestro sistema est´a capacitado para satisfacer la demanda de numerosas viviendas al mismo tiempo. Es por ello y por la complejidad y alto coste que supone una instalaci´on h´ıbrida de fluido caloportador agua, que nuestro sistema no es viable para viviendas unifamiliares. Por consiguiente, para el an´alisis de resultados del cap´ıtulo 6 solo realizaremos simulaciones anuales en los dos edificios colectivos (entre medianeras orientado al sur y de tipo manzana). Adem´as, para sintetizar los resultados, tomaremos un paquete de 3 climas por edificio: un clima c´alido (B4), un clima intermedio (D3) y un clima fr´ıo (E1). 5.1.2. Valores considerados de los par´ametros Se han fijado valores realistas en ciertos par´ametros caracter´ısticos de los equipos que forman parte de la instalaci´on para llevar a cabo las simulaciones anuales necesarias para el an´alisis de resultados del cap´ıtulo 6. Los par´ametros y sus valores se listan a continuaci´on: •Factor de carga parcial m´ınimo de la bomba de calor aire-agua (los valores elegidos para este par´ametro se justifican en el apartado 7.2, que corresponde al anexo 2): 81 fcpmin ={0,1 (Timp = 35◦C),0,15 (Timp = 45◦C),0,2 (Timp = 55◦C)} •Cercan´ıa elegida para la temperatura de consigna: Cercan´ıa = 1◦C •Coeficiente global de transferencia por ´area del colector: Ucol ·Acol = 0,1W K •Temperatura del aire contenido en el s´otano: Tsot = 15◦C •Eficiencia del intercambiador de ACS: εint = 0,95 5.2. Dimensionado de los equipos Dimensionada la potencia t´ermica de la caldera de condensaci´on al valor m´as alto de potencia real suministrada por este generador a lo largo de la simulaci´on anual (t´ermino Pccreal(max)de la ecuaci´on 4.23), faltar´ıa realizar el dimensionado de la potencia nominal de la bomba de calor aire-agua y del volumen de agua del colector de la instalaci´on. 5.2.1. C´alculo de la potencia nominal de dimensionamiento de la bomba de calor aire-agua La potencia nominal de la bomba de calor aire-agua (Pnom en la ecuaci´on 4.16) se dimensiona al valor m´as alto de demanda punta (calefacci´on o ACS) multiplicado por un factor de dimensionamiento β: Pnom = Max (Dcal punta, DACS punta)·β(5.1) Donde la demanda punta de calefacci´on ser´a el valor m´as alto de demanda de calefacci´on registrado en la simulaci´on anual. La demanda punta de ACS ser´a el flujo de calor necesario para calentar el 15 % de la demanda diaria de ACS del edifico en 10 minutos ( 0,15 600 seg ) desde la menor temperatura de reposici´on registrada del a˜no hasta la temperatura de preparaci´on de ACS (60◦C): DACS punta =0,15 600 ·DACS diaria ·Cpw·(60 −Twrep min) (5.2) Donde Twrep min ser´a el menor valor mensual de temperatura de reposici´on de la tabla 4.2 para el clima considerado, y DACS diaria ser´a el valor de demanda corregida en litros/d´ıa de la tabla 4.5 que corresponda con el edificio que se estudia. Se estableci´o un valor m´ınimo de Pnom de 11 kW, que se corresponde con la menor potencia disponible para el modelo de bomba de calor aire-agua elegido (serie ERHQ-BV3), ofertado en la tarifa de Daikin. [9] 82 5.2.2. Estudio del factor de dimensionamiento de la potencia nominal Para dimensionar la potencia nominal de la bomba de calor aire-agua ser´a necesario elegir un valor adecuado para el factor de dimensionamiento β. Para ello partiremos de unas consideraciones iniciales en el resto de par´ametros caracter´ısticos de la instalaci´on, de manera que βser´a el ´unico par´ametro variable, que ajustaremos en base a los resultados que obtengamos. Dichas consideraciones son las siguientes: 1. Se toman los valores establecidos en los par´ametros listados en el apartado 5.1.2 para realizar un dimensionamiento que sea v´alido para el an´alisis de resultados 2. La temperatura de impulsi´on se mantiene invariable al cambiar de modo de funcionamiento e igual a la temperatura de operaci´on del emisor de climatizaci´on seleccionado: Timp (CAL+ACS)=Timp (ACS)={35,45,55}◦C 3. El volumen de agua del colector depender´a directamente de la potencia nominal instalada en la bomba de calor aire-agua y tendr´a un valor inicial de 45 l/kW Pnom para el que se elegir´a β. Este volumen por kW permite dimensionar el volumen de agua del colector y se ajustar´a posteriormente en el apartado 5.2.3 Se seleccionar´a un valor de βpara cada edificio colectivo a analizar. 5.2.2.1. Elecci´on del factor de dimensionamiento para el edificio colectivo entre medianeras 5.2.2.1.1. Elecci´on del par´ametro cr´ıtico En primer lugar, procederemos representando los par´ametros limitados por normativa (Cep,nren,Cep,tot y %horas fuera de consigna) para un clima y factor de dimensionado cualquiera, con objeto de encontrar el par´ametro cr´ıtico que exiga un valor determinado de βpara cumplir con la normativa DBHE. Tomaremos el clima intermedio D3 y un factor β= 0,5; y representaremos los resultados obtenidos en funci´on de las distintas temperaturas de impulsi´on para medir su influencia sobre los par´ametros. En la siguiente figura se representan gr´aficamente los valores de consumo de energ´ıa primaria no renovable y total para el edificio, clima y βconsiderados, junto con los valores l´ımite para estos par´ametros, marcados por el HE0 (Cep,nren,lim yCep,tot,lim): 83 Figura 5.1: Consumo de energ´ıa primaria frente a temperatura de impulsi´on en el edificio colectivo entre medianeras con clima D3 y factor de dimensionamiento β= 0,5. Fuente: propia Como podemos apreciar en la gr´afica, los valores de consumo de energ´ıa primaria no renovable y total distan bastante de los valores l´ımite, por lo que a priori este par´ametro no es cr´ıtico para determinar β(aunque el consumo aumentar´a al aumentar βy por consiguiente Pnom de la bomba de calor, no se alcanzar´an valores superiores ni cercanos a los valores l´ımite de consumo del DBHE). Se aprecia adem´as que los resultados m´as desfavorables se obtienen con la temperatura de impulsi´on m´as alta, de 55◦C (debido a que el sistema demanda m´as energ´ıa cuanto m´as alta sea la temperatura de consigna, y el rendimiento de la bomba de calor cae al subir la temperatura de impulsi´on). En la siguiente figura se representa el %horas fuera de consigna con las mismas consideraciones: 84 Figura 5.2: Porcentaje de horas fuera de consigna frente a temperatura de impulsi´on en el edificio colectivo entre medianeras con clima D3 y factor de dimensionamiento β= 0,5. Fuente: propia Se puede apreciar que este par´ametro se va acercando al valor l´ımite al subir la temperatura de impulsi´on, e incluso lo supera para 55◦C. Por consiguiente, el valor de este par´ametro debe analizarse cuidadosamente a la hora de elegir el factor de dimensionamiento, y ser´a el que adoptemos como par´ametro cr´ıtico para elegir β. Adem´as, de ahora en adelante estudiaremos los resultados para Timp =55◦C, ya que como hemos podido ver en las dos gr´aficas anteriores, es la temperatura de impulsi´on que presenta los resultados m´as desfavorables y exige un mayor factor de dimensionamiento para reducir el %horas fuera de consigna hasta un valor inferior al 4 %. 5.2.2.1.2. Elecci´on del clima cr´ıtico El siguiente an´alisis de resultados consiste en graficar el par´ametro cr´ıtico ( %horas fuera de consigna) para la temperatura de impulsi´on cr´ıtica (55◦C) y los distintos tipos de climas, con objeto de averiguar el clima cr´ıtico o clima que presenta el mayor porcentaje de horas fuera de consigna. Se usar´a el mismo factor de dimensionamiento considerado hasta ahora. 85 Figura 5.3: Porcentaje de horas fuera de consigna frente a las distintas configuraciones clim´aticas en el edificio colectivo entre medianeras con Timp=55◦C y factor de dimensionamiento β= 0,5. Fuente: propia Como podemos ver, E1 es el clima cr´ıtico, ya que al ser el clima m´as fr´ıo y con mayor demanda de calefacci´on, demanda un valor mayor de βpara aumentar la potencia nominal de la bomba de calor aire-agua y poder suministrar mayor potencia t´ermica para combatir dicha demanda. 5.2.2.1.3. Elecci´on del factor de dimensionamiento Ya sabemos que debemos fijarnos en el %horas fuera de consigna a la hora de estudiar β, y conocemos la configuraci´on cr´ıtica (E1 y 55◦C) que comprende el mayor valor de este par´ametro cr´ıtico. Representando el par´ametro cr´ıtico en funci´on del valor del factor de dimensionamiento de la bomba de calor aire-agua para la configuraci´on cr´ıtica, se puede elegir un valor de β adecuado para el edificio: 86 Figura 5.4: Porcentaje de horas fuera de consigna frente a βen el edificio colectivo entre medianeras con Timp=55◦C y clima E1. Fuente: propia Vemos que con un factor de dimensionamiento β= 0,7 el porcentaje de horas fuera de consigna de la simulaci´on anual para el caso m´as desfavorable se mantiene por debajo del valor l´ımite, lo que significa que cumplir´a con la normativa para este y todas las dem´as combinaciones de clima y temperatura de impulsi´on del edificio colectivo entre medianeras orientado al sur. Por consiguiente, fijaremos este valor para el edificio. En la siguiente gr´afica se demuestra que los valores de consumo de energ´ıa primaria para la configuraci´on cr´ıtica y el βelegido est´an por debajo de los valores l´ımite y cumplen normativa, lo que significa que tambi´en se cumplir´a con la normativa para las dem´as configuraciones; y garantiza que no son par´ametros cr´ıticos a la hora de elegir β. 87 Figura 5.5: Consumo de energ´ıa primaria del edificio colectivo entre medianeras con Timp= 55 ◦C, clima E1 y β= 0,7. Fuente: propia 5.2.2.2. Elecci´on del factor de dimensionamiento para el edificio colectivo de tipo manzana Tras el an´alisis de resultados realizado para el anterior edificio, ya conocemos que es representando el %horas fuera de consigna frente a βpara E1 y 55◦C como podemos seleccionar un valor adecuado del factor de dimensionamiento. Los resultados se muestran en el gr´afico siguiente: 88 Figura 6.1: Demanda de calefacci´on por mes del edificio colectivo entre medianeras orientado al sur para las distintas configuraciones clim´aticas. Fuente: propia Figura 6.2: Demanda de calefacci´on por mes del edificio colectivo de tipo manzana para las distintas configuraciones clim´aticas. Fuente: propia Para el edificio colectivo entre medianeras y climas D3 o E1 los meses para los que el 95 sistema funcionar´a en modo ACS ser´an junio, julio, agosto y septiembre. Para el clima B4 se a˜nade el mes de octubre a los anteriores, por ser el clima m´as c´alido. Para el edificio colectivo de tipo manzana y climas D3 o E1 los meses para los que el sistema funcionar´a en modo ACS ser´an junio, julio, agosto y septiembre. Para el clima B4 se a˜naden mayo y octubre. 6.1.2. Renovabilidad manteniendo la temperatura de impulsi´on de calefacci´on constante todo el a˜no 6.1.2.1. Porcentaje de energ´ıa primaria utilizada por cada generador seg´un vector y uso En los siguientes gr´aficos de resultados se desglosa el porcentaje de energ´ıa primaria total consumida por cada generador, vector energ´etico y uso sobre el total consumido por el sistema para satisfacer las demandas de calefacci´on y ACS a lo largo de un a˜no. Figura 6.3: Desglose de la energ´ıa primaria utilizada en el edificio colectivo entre medianeras para cada configuraci´on clima-Timp. Fuente: propia 96 Figura 6.4: Desglose de la energ´ıa primaria utilizada en el edificio colectivo de tipo manzana para cada configuraci´on clima-Timp. Fuente: propia Donde puede verse que el consumo de energ´ıa primaria de la caldera ( %Eptot,cc,gas,ACS) disminuye a costa del aumento del consumo de la electricidad de la bomba de calor aire-agua ( %Eptot,BC,electr,ACS y %Eptot,BC,electr,CAL+ACS) a medida que aumentamos la temperatura de impulsi´on. Esto es debido a que el salto de temperaturas que tendr´a que vencer la caldera para calentar el agua caliente sanitaria hasta 60◦C ser´a menor y por tanto trabajar´a a menos potencia. Otra interesante apreciaci´on es que en el clima B4 los porcentajes de la energ´ıa primaria que son renovables in situ ( %Epren,BC,amb,CAL+ACS y %Epren,BC,amb,ACS) aumentan en gran medida al aumentar la temperatura de impulsi´on, cosa que no sucede en los climas D3 y E1, donde la diferencia es peque˜na. Esto se debe a que en el clima B4 la demanda de calefacci´on es muy peque˜na y por ello los factores de carga parcial de la bomba de calor en el modo CAL +ACS ser´an m´as bajos que en el resto de climas, disminuyendo Preal y por tanto la energ´ıa final consumida por la bomba de calor aire-agua, lo que disminuye la cantidad de energ´ıa primaria obtenida del medio ambiente y por tanto la renovabilidad. Debido a esto, la influencia del ACS es mayor para el clima B4, lo que hace que subir la temperatura de impulsi´on para aumentar el salto de temperaturas en el intercambiador de ACS (aumentando as´ı ˙ QACS) suba en mayor medida que en el resto de climas la potencia t´ermica total aportada por la bomba de calor, aumentando as´ı la influencia de este generador y por tanto la renovabilidad. 97 6.1.2.2. Rendimiento medio estacional de cada generador seg´un su uso Se representan en las siguientes gr´aficas los rendimientos medios estacionales de los generadores utilizados seg´un su uso y para las distintas combinaciones de clima y temperatura de impulsi´on constante: Figura 6.5: Rendimientos medios estacionales de los generadores utilizados seg´un su uso para cada configuraci´on clima-Timp del edificio colectivo entre medianeras. Fuente: propia 98 Figura 6.6: Rendimientos medios estacionales de los generadores utilizados seg´un su uso para cada configuraci´on clima-Timp del edificio colectivo de tipo manzana. Fuente: propia Donde se aprecia claramente que los rendimientos medios estacionales cuando la bomba de calor est´a funcionando en modo ACS son mayores que cuando funciona en modo CAL+ACS. Esto es debido que las temperaturas de aire seco exterior son mayores en los meses de verano, lo que da lugar a mejores rendimientos. 6.1.2.3. Porcentaje de renovabilidad in situ en la producci´on de ACS En los siguientes gr´aficos de resultados se representa el porcentaje de renovabilidad in situ en la producci´on de ACS de las diferentes combinaciones clima-Timp constante para ambos edificios considerados: 99 Figura 6.7: Porcentaje de renovabilidad in situ en la producci´on de ACS del edificio colectivo entre medianeras para cada configuraci´on clima-Timp. Fuente: propia Figura 6.8: Porcentaje de renovabilidad in situ en la producci´on de ACS del edificio colectivo de tipo manzana para cada configuraci´on clima-Timp. Fuente: propia Donde puede verse que para los climas D3 y E1 se obtiene la mejor renovabilidad en ambos edificios con una temperatura de impulsi´on constante de 45◦C, por lo que la mejor 100 opci´on ser´ıa instalar fan coils. Esto es debido a que con 35◦C la caldera de condensaci´on tiene un mayor aporte (como mencionamos en el apartado 6.1.2.1) y con 55◦C los SCOPBC son demasiado bajos para estos climas (como puede verse en las figuras 6.5 y 6.6) debido a que las temperaturas de aire seco exterior son m´as bajas. En el clima B4 el mayor valor de %RenACS se obtiene con 55◦C, por lo que lo ideal para este clima ser´ıa instalar radiadores de agua. Esto se debe a la influencia del ACS comentada en el apartado 6.1.2.1. La conclusi´on final es que, para una temperatura de impulsi´on constante todo el a˜no, nuestro sistema h´ıbrido de calefacci´on y ACS no es capaz de cumplir con el 60 % m´ınimo de renovabilidad in situ en la producci´on de ACS exigido por el HE4 en ninguna de las configuraciones de ninguno de los dos edificios. Por consiguiente, es necesario instalar generadores renovables de apoyo para que un sistema h´ıbrido de aerotermia con caldera de condensaci´on pueda cumplir la normativa de renovabilidad. Las soluciones alternativas que se proponen para poder llegar al 60-70 % exigido con un sistema h´ıbrido de aerotermia para calefacci´on y ACS son las siguientes: •Desacoplar del colector la bituber´ıa de agua procedente del intercambiador de ACS, acopl´andola en su lugar a una bomba de calor aire-agua adicional dedicada ´unicamente a la producci´on de ACS que aumente la renovabilidad in situ •Acoplar al circuito de agua de la instalaci´on h´ıbrida uno o varios paneles solares t´ermicos para aumentar el consumo de energ´ıa primaria renovable in situ de la instalaci´on •Acoplar a la red el´ectrica conectada a la bomba de calor del sistema h´ıbrido uno o varios paneles solares fotovoltaicos para producir energ´ıa el´ectrica renovable in situ para alimentar la bomba de calor aire-agua, lo que disminuir´a el consumo de electricidad de red, aumentando la renovabilidad in situ 6.1.3. Renovabilidad variando la temperatura de impulsi´on del modo ACS 6.1.3.1. Estudio de la mejor configuraci´on de temperatura de impulsi´on en modo ACS Se representan en este apartado los resultados obtenidos de renovabilidad in situ en la producci´on de ACS al subir Timp(ACS)desde cada una de las distintas temperaturas de impulsi´on de calefacci´on hasta la temperatura de preparaci´on de ACS de 60◦C. Los resultados se han graficado cada 5◦C. 101 Figura 6.9: Renovabilidad in situ del edificio colectivo entre medianeras con Timp(CAL+ACS) =35◦C y Timp(ACS)de 35 a 60◦C. Fuente: propia Figura 6.10: Renovabilidad in situ del edificio colectivo de tipo manzana con Timp(CAL+ACS) =35◦C y Timp(ACS)de 35 a 60◦C. Fuente: propia 102 Figura 6.11: Renovabilidad in situ del edificio colectivo entre medianeras con Timp(CAL+ACS) =45◦C y Timp(ACS)de 45 a 60◦C. Fuente: propia Figura 6.12: Renovabilidad in situ del edificio colectivo de tipo manzana con Timp(CAL+ACS) =45◦C y Timp(ACS)de 45 a 60◦C. Fuente: propia 103 Figura 6.13: Renovabilidad in situ del edificio colectivo entre medianeras con Timp(CAL+ACS) =55◦C y Timp(ACS)de 55 a 60◦C. Fuente: propia Figura 6.14: Renovabilidad in situ del edificio colectivo de tipo manzana con Timp(CAL+ACS) =55◦C y Timp(ACS)de 55 a 60◦C. Fuente: propia 104 Figura 6.24: Consumo de energ´ıa primaria no renovable y total del edificio colectivo entre medianeras con Timp(ACS)= 60◦C y clima D3. Fuente: propia Figura 6.25: Consumo de energ´ıa primaria no renovable y total del edificio colectivo entre medianeras con Timp(ACS)= 60◦C y clima E1. Fuente: propia 111 Figura 6.26: Consumo de energ´ıa primaria no renovable y total del edificio colectivo de tipo manzana con Timp(ACS)= 60◦C y clima B4. Fuente: propia Figura 6.27: Consumo de energ´ıa primaria no renovable y total del edificio colectivo de tipo manzana con Timp(ACS)= 60◦C y clima D3. Fuente: propia 112 Figura 6.28: Consumo de energ´ıa primaria no renovable y total del edificio colectivo de tipo manzana con Timp(ACS)= 60◦C y clima E1. Fuente: propia Donde puede apreciarse que los valores de consumo siguen estando muy por debajo de los valores l´ımite marcados por la normativa. Por consiguiente, se demuestra que esta configuraci´on alternativa para subir la renovabilidad es viable en t´erminos de cumplimiento de la normativa HE0. 6.3. Comparativa de prestaciones medias estacionales de la bomba de calor aire-agua con los valores propuestos por IDAE El objetivo de este apartado es comprobar la veracidad del documento reconocido de IDAE para el c´alculo de prestaciones medias estacionales de las bombas de calor [10]. Este documento establece una metodolog´ıa de c´alculo alternativa a la propuesta por la norma EN 14825:2019 (norma de referencia para el c´alculo de par´ametros de referencia en enfriadoras y bombas de calor para acondicionamiento de aire) para aquellos casos en los que no se dispone de suficiente informaci´on para determinar el SCOP mediante el uso de esta norma. Puesto que nuestro programa de simulaci´on es capaz de calcular con bastante precisi´on un valor anual de SCOP para la bomba de calor aire-agua a diferentes temperaturas de impulsi´on mediante la ecuaci´on 4.35, compararemos estos valores con los calculados mediante el documento de IDAE para ver hasta que punto es v´alido dicho m´etodo. 113 6.3.1. M´etodo de c´alculo aproximado de rendimientos medios estacionales en bombas de calor propuesto por IDAE El m´etodo consiste en la correcci´on del COP nominal de la bomba de calor mediante un factor de ponderaci´on en funci´on de la fuente energ´etica utilizada y seg´un la zona clim´atica; y un factor de correcci´on en funci´on de la temperatura de ensayo del COP (temperatura de impulsi´on para la cual el fabricante realiz´o el ensayo para determinar el COP nominal de la bomba de calor) y la temperatura de condensaci´on (temperatura de impulsi´on de calefacci´on) que se quiera establecer. SCOP =COP ·Fp·Fc(6.1) Las tablas utilizadas para determinar dichos factores pueden consultarse en la siguiente figura: Figura 6.29: Tablas 4.1 y 4.2 del documento reconocido para el c´alculo de prestaciones medias estacionales en bombas de calor de IDAE. Fuente: [10] 114 El factor de ponderaci´on se obtendr´a de la fila correspondiente a equipos centralizados de aerotermia, y valdr´a 0,8 para el clima B4 y 0,75 para los climas D3 y E1. Para el factor de correcci´on debemos tener en cuenta la temperatura de ensayo a la que se ha obtenido el COP nominal que hemos empleado como referencia para las curvas correctoras de la bomba de calor en la simulaci´on. Si echamos un vistazo a las especificaciones t´ecnicas de nuestro modelo de bomba de calor aire-agua en el cat´alogo de Daikin (modelo ERHQ014BV3 en la p´agina 156 de la tarifa [9]) vemos que la temperatura de impulsi´on en calefacci´on para nuestro COP de 3,38 es de 45◦C. Esa es la temperatura de ensayo del COP para elegir la columna en la tabla 4.2 (tercera columna de valores), y la fila se elige seg´un la temperatura de impulsi´on de calefacci´on deseada en la instalaci´on. Luego Fcvaldr´a 1 para una temperatura de impulsi´on de 45◦C y 0,79 para 55◦C, y el valor de COP en la f´ormula 6.1 ser´a de 3,38 (calculado a 45◦C). Para una temperatura de condensaci´on de 35◦C vemos que no hay ponderado un valor de Fcen la tercera columna, por ser ´esta menor a la temperatura de ensayo del COP. Tomaremos entonces el COP a la temperatura de ensayo de 35◦C con un valor de 4,42 (misma p´agina de la tarifa de Daikin) para elegir la primera columna de factores de correcci´on y un factor de correcci´on de valor 1 para este COP nominal. 6.3.2. Comparativa de SCOP obtenidos por el m´etodo de c´alculo de IDAE con los SCOP calculados en la simulaci´on Se representan en la siguiente gr´afica comparativa, para las distintas combinaciones de temperatura de impulsi´on de calefacci´on (mantenida constante todo el a˜no) y configuraci´on clim´atica, los valores anuales de SCOP de la bomba de calor obtenidos tanto por el m´etodo de c´alculo aproximado de IDAE como por el c´alculo realizado en nuestro programa de simulaci´on seg´un la ecuaci´on 4.35. Figura 6.30: Comparativa de rendimientos medios estacionales obtenidos por el documento de IDAE con los obtenidos por simulaci´on para los edificios considerados. Fuente: propia 115 Como se puede apreciar, los rendimientos medios estacionales que calcula IDAE son, en todos los casos, algo m´as bajos que los obtenidos por simulaci´on. Aunque estos valores se sit´uan pr´oximos a los calculados en nuestra simulaci´on y por ello pueden servir para una primera aproximaci´on, podemos concluir que el m´etodo de c´alculo de IDAE es aproximado, y no puede calcular con total exactitud el SCOP de un sistema centralizado de aerotermia. Por ello, recomendamos en su lugar el uso de herramientas de simulaci´on como la que se desarrolla en el presente proyecto. 6.3.3. C´alculo de la renovabilidad in situ en la producci´on de ACS empleando los valores de COP nominal m´ınimos para consideraci´on de renovable propuestos por IDAE En el anexo 1 del documento de prestaciones medias estacionales para bombas de calor en edificios, IDAE propone distintos valores de COP nominal m´ınimo necesario para considerar como renovable una bomba de calor, seg´un el uso que se le de a dicha bomba de calor y temperatura de impulsi´on, la fuente energ´etica considerada y el clima elegido. La ´ultima tabla del anexo 1 expone los COP m´ınimos para poder considerar como renovable una bomba de calor destinada a satisfacer calefacci´on y ACS con una temperatura de impulsi´on de 60◦C. Figura 6.31: COP nominal m´ınimo propuesto por IDAE para poder considerar como renovable una bomba de calor para producci´on de calefacci´on y ACS a 60◦C. Fuente: [10] Podemos implementar estos COP en nuestro modelo de simulaci´on para los diferentes climas y edificios, calculando as´ı el porcentaje de renovabilidad in situ en la producci´on de ACS que se obtendr´ıa en nuestra instalaci´on con estos COP, comprobando as´ı la fiabilidad de estos valores propuestos por IDAE. Para ello, en primer lugar deberemos cambiar algunos par´ametros caracter´ısticos para desacoplar totalmente la caldera y dejar que la bomba de calor aire-agua sea el ´unico generador t´ermico. En primer lugar subiremos Timp(CAL+ACS)yTimp(ACS)a 60◦C para que la bomba de calor impulse a 60◦C todo el a˜no. Adem´as, para asegurar que la caldera de condensaci´on 116 no apoya la producci´on de ACS, subiremos la eficiencia del intercambiador de precalentamiento de ACS a 1 y la cercan´ıa de la caldera de condensaci´on a 50◦C, asegurando as´ı que el agua es precalentada por el sistema hasta 60◦C y el conjunto caldera no tiene que operar bajo ninguna circunstancia, puesto que la cercan´ıa de la caldera es tan grande y la eficiencia del intercambiador tan alta que la temperatura de salida del intercambiador de ACS nunca baja por debajo de la consigna de la caldera. Nuestro sistema es de aerotermia centralizada en edificios colectivos, puesto que nuestros COP m´ınimos se sit´uan en la primera fila de valores. Para los climas B, D y E tendremos unos COP nominales de 5,66, 6,08 y 6,08 respectivamente. Con estos COP nominales y bajo las hip´otesis que hemos mencionado antes, los resultados de %RenACS son los siguientes: Figura 6.32: %RenACS seg´un clima y edificio empleando los COP nominales m´ınimos recomendados por IDAE para un sistema centralizado de aerotermia destinado a suministrar calefacci´on y ACS a 60◦C. Fuente: propia Vemos que todos los valores se sit´uan en torno a un 8 % por debajo del 60 % m´ınimo de renovabilidad in situ requerido para producir ACS con una demanda inferior a 5000 litros/d´ıa, y un 18 % por debajo del 70 % para edificios con demanda de ACS superior a 5000 litros/d´ıa. La gravedad de estos resultados nos lleva a concluir que los COP m´ınimos propuestos por IDAE para un sistema de aerotermia centralizado no son fiables a la hora de garantizar los porcentajes de renovabilidad exigidos por la normativa DBHE, y que la necesidad de un modelo de simulaci´on para comprobar el cumplimiento de la normativa, ya sea como el que se desarrolla en este proyecto o para cualquier otro tipo de sistema de climatizaci´on, es vital. 117 Cap´ıtulo 7 Anexos 7.1. Anexo 1: Comparativa de resultados entre la simulaci´on a 1 hora y la simulaci´on a 10 minutos En este anexo se justifica el uso de un paso de tiempo ∆t=10 min en lugar de 1 hora en el programa de simulaci´on. Para ello, se comparar´an los resultados de tres indicadores clave del rendimiento (Cep,tot, %RenACS y %horas fuera de consigna) utilizando ambos pasos de tiempo. Representaremos los resultados para las distintas temperaturas de impulsi´on constantes, y emplearemos los climas B4 y E1. Esta vez se usar´an un edificio unifamiliar y un edificio colectivo para representar los resultados: edificio unifamiliar aislado orientado al este y edificio colectivo de tipo manzana. Lo que se pretende con esto es demostrar que el uso de pasos de tiempo cortos es vital tanto en edificios colectivos como en unifamiliares. Para caracterizar al edificio unifamiliar, se ha empleado un volumen de agua Vcol=300 l y un factor de dimensionamiento β=0,7. El resto de par´ametros se mantienen iguales a los considerados en el apartado 5.1.2. 7.1.1. Comparativa de resultados en el edificio unifamiliar aislado orientado al este Se representan en una gr´afica comparativa de los resultados en los dos pasos de tiempo, para las temperaturas de impulsi´on y climas mencionados, el consumo de energ´ıa primaria total, el porcentaje de renovabilidad in situ en la producci´on de ACS y el porcentaje de horas fuera de consigna para el edificio unifamiliar aislado orientado al este. 118 Figura 7.1: Comparativa de Cep,tot en el edificio unifamiliar aislado orientado al este para ∆t=10 min y ∆t=1 h manteniendo Timp constante. Fuente: propia Figura 7.2: Comparativa de %RenACS en el edificio unifamiliar aislado orientado al este para ∆t=10 min y ∆t=1 h manteniendo Timp constante. Fuente: propia 119 Figura 7.3: Comparativa de porcentaje de horas fuera de consigna en el edificio unifamiliar aislado orientado al este para ∆t=10 min y ∆t=1 h manteniendo Timp constante. Fuente: propia Se demuestra que se obtienen mejores resultados de consumo de energ´ıa primaria y renovabilidad in situ empleando un paso de tiempo de 10 minutos. Adem´as, con el paso de tiempo de 1 hora se obtienen unos valores de %horas fuera de consigna muy superiores al 4 % l´ımite impuesto por el DBHE, lo que desmuestra que no es posible realizar un control adecuado de la instalaci´on con un paso de tiempo tan largo. Tambi´en caben destacar los altos valores de Cep,tot para el clima E1, que en las temperaturas de impulsi´on m´as altas superan, para ambos pasos de tiempo, el l´ımite impuesto por el HE0 (86 kW·h m2·a˜no ). Ello nos lleva a concluir que el sistema h´ıbrido de aerotermia con caldera de condensaci´on no es viable para viviendas unifamiliares, ya no solo por su alto coste como mencionamos en el apartado 5.1.1, si no tambi´en por el excesivo consumo de energ´ıa primaria por metro cuadrado que conlleva su uso en una ´unica vivienda. 7.1.2. Comparativa de resultados en el edificio colectivo de tipo manzana Se representan en una gr´afica comparativa de los resultados en los dos pasos de tiempo, para las temperaturas de impulsi´on y climas mencionados, el consumo de energ´ıa primaria total, el porcentaje de renovabilidad in situ en la producci´on de ACS y el porcentaje de horas fuera de consigna para el edificio colectivo de tipo manzana. 120 Cap´ıtulo 8 Conclusiones y futuras l´ıneas de investigaci´on 8.1. Conclusiones A continuaci´on, se presentan las conclusiones m´as importantes que se extraen del presente Proyecto Fin de M´aster: •El sistema h´ıbrido de calefacci´on y agua caliente sanitaria compuesto por bomba de calor aire-agua y caldera de condensaci´on para su uso en edificios residenciales colectivos no tiene capacidad de igualar o superar el porcentaje m´ınimo de renovabilidad in situ en la producci´on de ACS requerido por la secci´on HE4 del DBHE del C´odigo T´ecnico de la Edificaci´on, considerando los rendimientos nominales existentes en el mercado actual para dichos generadores t´ermicos •El incremento de la temperatura de impulsi´on del sistema h´ıbrido hasta la temperatura de preparaci´on de ACS (60◦C) para satisfacer la demanda de agua caliente sanitaria aumenta ligeramente la renovabilidad in situ en la producci´on de ACS del sistema •El sistema h´ıbrido de calefacci´on y ACS compuesto por bomba de calor aire-agua y caldera de condensaci´on para su uso en edificios residenciales colectivos es una soluci´on ideal para el cumplimiento de la secci´on HE0 del DBHE del CTE, presentando unos valores de consumo de energ´ıa primaria total y no renovable muy por debajo de los valores l´ımite marcados por esta secci´on. No obstante, estos valores de consumo superan el l´ımite en viviendas unifamiliares, lo que lleva a concluir que el sistema h´ıbrido no es una soluci´on viable, en t´erminos de eficiencia energ´etica, para este tipo de edificios residenciales •La metodolog´ıa alternativa del documento reconocido de IDAE para el c´alculo de prestaciones medias estacionales de las bombas de calor no es capaz de calcular con total exactitud el SCOP de un sistema centralizado de aerotermia, haci´endose necesario el uso de herramientas de c´alculo m´as detalladas (como el programa de simulaci´on desarrollado en el presente proyecto) para determinar este par´ametro. Adem´as, los valores m´ınimos de COP para poder considerar como renovable un equipo centralizado de aerotermia destinado a suministrar calefacci´on y ACS a 60◦C, propuestos en el anexo 127 1 de este documento, no son lo suficientemente elevados como para poder cumplir con el porcentaje m´ınimo de renovabilidad in situ en la producci´on de ACS exigido por el HE4 •El uso de intervalos de tiempo cortos entre las iteraciones de un programa de simulaci´on anual de un sistema de climatizaci´on en edificios residenciales como el desarrollado en el presente proyecto es crucial para que el algoritmo de control permita obtener los mejores resultados en los indicadores de eficiencia energ´etica. Por ello, el control de las instalaciones reales debe realizarse respetando estos intervalos de tiempo •El factor de carga parcial m´ınimo de la bomba de calor aire-agua utilizada en un sistema h´ıbrido de calefacci´on y ACS con caldera de condensaci´on debe ser seleccionado, en funci´on del clima existente y la temperatura de impulsi´on elegida, como el mayor valor posible de este par´ametro que no permita superar el 4 % m´aximo permitido de horas fuera de consigna marcado por el DBHE. Un mayor valor de fcpmin mejora los resultados en los indicadores de eficiencia energ´etica del sistema 8.2. Futuras l´ıneas de investigaci´on En este ´ultimo apartado se proponen algunas l´ıneas de investigaci´on que pueden ser objeto de inter´es, atendiendo al trabajo expuesto en el presente proyecto: •Estudiar posibles mejoras de la instalaci´on desarrollada en el presente proyecto, mediante el uso a˜nadido de otros generadores t´ermicos renovables, que permitan aumentar el porcentaje de renovabilidad in situ en la producci´on de ACS de la instalaci´on •Realizar la evaluaci´on del COP nominal m´ınimo que debe tener en cada caso la bomba de calor aire-agua del sistema h´ıbrido desarrollado en el presente proyecto para que el sistema sea capaz de igualar o superar el porcentaje m´ınimo de renovabilidad in situ en la producci´on de ACS exigido por el HE4 •Realizar un estudio de viabilidad econ´omica del sistema h´ıbrido centralizado de aerotermia con caldera de condensaci´on seg´un el n´umero de viviendas que puede satisfacer y en comparaci´on con otros tipos de sistemas de climatizaci´on en edificios residenciales colectivos 128 ´ Indice de figuras 1.1. Consumo de energ´ıa primaria no renovable l´ımite para uso residencial privado y distinto del residencial privado. Fuente: [3] . . . . . . . . . . . . . . . . . . 28 1.2. Consumo de energ´ıa primaria total l´ımite para uso residencial privado y distinto del residencial privado. Fuente: [3] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 29 2.1. Caldera de condensaci´on Isofast Condens. Fuente: saunier duval . . . . . . . 34 2.2. Bomba de calor aire-agua Daikin Altherma 3M Monobloc con resistencia el´ectrica de apoyo incorporada. Fuente: daikin . . . . . . . . . . . . . . . . . 34 2.3. Instalaci´on solar t´ermica h´ıbrida de circuito cerrado para producci´on de agua caliente sanitaria. Fuente: agenciaandaluzadelaenergia . . . . . . . . . . . . . 36 2.4. Suelo radiante Uponor Minitec. Fuente: uponor . . . . . . . . . . . . . . . . 37 2.5. (a) Fan coil modelo 42MKT de la marca Carrier. Fuente: carrier. (b) Esquema de funcionamiento b´asico del fan coil. Fuente: preciogas . . . . . . . . . . . . 38 2.6. Radiador de aluminio Xian N de marca Ferroli. Fuente: ferroli . . . . . . . . 38 3.1. Esquema aproximado del sistema h´ıbrido Genia Hybrid 6 de Saunier Duval, ACS mediante bomba de calor contra dep´osito y calefacci´on mediante radiadores de agua. Fuente: saunier duval . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 41 3.2. Esquema aproximado del sistema h´ıbrido Genia Hybrid 3 de Saunier Duval, ACS mediante caldera y calefacci´on mediante radiadores de agua. Fuente: saunierduval ................................... 42 3.3. Esquema aproximado del sistema h´ıbrido Genia Hybrid 9 de Saunier Duval, ACS mediante bomba de calor y caldera contra dep´osito y calefacci´on mediante radiadores de agua. Fuente: saunier duval . . . . . . . . . . . . . . . . 43 3.4. Criterio de confort que representa la demanda de calefacci´on frente a la capacidad de la bomba de calor en funci´on de la temperatura exterior. Fuente: [4] 44 3.5. Criterio econ´omico que representa el coste de consumo energ´etico de ambos generadores en funci´on de la temperatura exterior. Fuente: [4] . . . . . . . . 44 3.6. Combinaci´on del criterio de confort y el criterio econ´omico: r´egimen de funcionamiento.Fuente:[4] ............................. 45 3.7. Esquemas de los diferentes modelos adoptados. Fuente: [7] . . . . . . . . . . 47 3.8. Representaci´on gr´afica de la ca´ıda de rendimiento de la caldera de condensaci´on con respecto a la temperatura del agua de reposici´on para distintos factores de carga parcial. Fuente: [7] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 48 3.9. Modos de operaci´on de los sistemas h´ıbridos con bomba de calor aire-agua modelados.Fuente:[7] .............................. 49 130 3.10. Gr´afico de resultados totales de energ´ıa primaria de cada configuraci´on. Fuente:[7]........................................ 51 4.1. Esquema aproximado del modelo de aerotermia h´ıbrida considerado. Fuente: propia ....................................... 57 4.2. Esquema aproximado del modelo de aerotermia h´ıbrida no adoptado. Fuente: propia ....................................... 58 4.3. Perfil de consumo horario de ACS por persona a lo largo de un d´ıa tipo. Fuente:propia................................... 60 4.4. Representaci´on del COP corregido seg´un Fpara distintos valores de Tsext y Timp.Fuente:propia................................ 66 4.5. Representaci´on del COP corregido seg´un fpara distintos valores de fcp. Fuente:propia ..................................... 67 4.6. Rendimiento de la caldera de condensaci´on considerada en funci´on del factor de carga parcial y la temperatura de impulsi´on. Fuente: Departamento de Ingenier´ıaEnerg´etica............................... 69 4.7. Curva de comportamiento del rendimiento de la caldera para una temperatura de impulsi´on de 60◦C y distintos valores del factor de carga parcial. Fuente: propia ....................................... 70 5.1. Consumo de energ´ıa primaria frente a temperatura de impulsi´on en el edificio colectivo entre medianeras con clima D3 y factor de dimensionamiento β= 0,5.Fuente:propia ................................ 84 5.2. Porcentaje de horas fuera de consigna frente a temperatura de impulsi´on en el edificio colectivo entre medianeras con clima D3 y factor de dimensionamiento β= 0,5.Fuente:propia.............................. 85 5.3. Porcentaje de horas fuera de consigna frente a las distintas configuraciones clim´aticas en el edificio colectivo entre medianeras con Timp=55◦C y factor de dimensionamiento β= 0,5. Fuente: propia . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 86 5.4. Porcentaje de horas fuera de consigna frente a βen el edificio colectivo entre medianeras con Timp=55◦C y clima E1. Fuente: propia . . . . . . . . . . . . 87 5.5. Consumo de energ´ıa primaria del edificio colectivo entre medianeras con Timp= 55 ◦C, clima E1 y β= 0,7. Fuente: propia . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 88 5.6. Porcentaje de horas fuera de consigna frente a βen el edificio colectivo de tipo manzana con Timp=55◦C y clima E1. Fuente: propia . . . . . . . . . . . 89 5.7. Consumo de energ´ıa primaria del edificio colectivo de tipo manzana con Timp =55◦C, clima E1 y β= 0,85. Fuente: propia . . . . . . . . . . . . . . . . . . 90 5.8. Volumen del colector por kW de Pnom frente a porcentaje de horas fuera de consigna para el edificio colectivo entre medianeras con Timp = 55◦C y β= 0,7 en las diferentes configuraciones clim´aticas. Fuente: propia . . . . . . . . . . 91 5.9. Volumen del colector por kW de Pnom frente a porcentaje de horas fuera de consigna para el edificio colectivo de tipo manzana con Timp = 55◦C y β= 0,85 en las diferentes configuraciones clim´aticas. Fuente: propia . . . . . . . . . . 92 6.1. Demanda de calefacci´on por mes del edificio colectivo entre medianeras orientado al sur para las distintas configuraciones clim´aticas. Fuente: propia . . . 95 131 6.2. Demanda de calefacci´on por mes del edificio colectivo de tipo manzana para las distintas configuraciones clim´aticas. Fuente: propia . . . . . . . . . . . . . 95 6.3. Desglose de la energ´ıa primaria utilizada en el edificio colectivo entre medianeras para cada configuraci´on clima-Timp. Fuente: propia . . . . . . . . . . . 96 6.4. Desglose de la energ´ıa primaria utilizada en el edificio colectivo de tipo manzana para cada configuraci´on clima-Timp. Fuente: propia . . . . . . . . . . . . 97 6.5. Rendimientos medios estacionales de los generadores utilizados seg´un su uso para cada configuraci´on clima-Timp del edificio colectivo entre medianeras. Fuente:propia................................... 98 6.6. Rendimientos medios estacionales de los generadores utilizados seg´un su uso para cada configuraci´on clima-Timp del edificio colectivo de tipo manzana. Fuente:propia................................... 99 6.7. Porcentaje de renovabilidad in situ en la producci´on de ACS del edificio colectivo entre medianeras para cada configuraci´on clima-Timp. Fuente: propia . 100 6.8. Porcentaje de renovabilidad in situ en la producci´on de ACS del edificio colectivo de tipo manzana para cada configuraci´on clima-Timp. Fuente: propia . 100 6.9. Renovabilidad in situ del edificio colectivo entre medianeras con Timp(CAL+ACS) =35◦C y Timp(ACS)de 35 a 60◦C. Fuente: propia . . . . . . . . . . . . . . . . 102 6.10. Renovabilidad in situ del edificio colectivo de tipo manzana con Timp(CAL+ACS) =35◦C y Timp(ACS)de 35 a 60◦C. Fuente: propia . . . . . . . . . . . . . . . . 102 6.11. Renovabilidad in situ del edificio colectivo entre medianeras con Timp(CAL+ACS) =45◦C y Timp(ACS)de 45 a 60◦C. Fuente: propia . . . . . . . . . . . . . . . . 103 6.12. Renovabilidad in situ del edificio colectivo de tipo manzana con Timp(CAL+ACS) =45◦C y Timp(ACS)de 45 a 60◦C. Fuente: propia . . . . . . . . . . . . . . . . 103 6.13. Renovabilidad in situ del edificio colectivo entre medianeras con Timp(CAL+ACS) =55◦C y Timp(ACS)de 55 a 60◦C. Fuente: propia . . . . . . . . . . . . . . . . 104 6.14. Renovabilidad in situ del edificio colectivo de tipo manzana con Timp(CAL+ACS) =55◦C y Timp(ACS)de 55 a 60◦C. Fuente: propia . . . . . . . . . . . . . . . . 104 6.15. Porcentajes de energ´ıa primaria utilizados por generador seg´un vector energ´etico y uso en el edificio colectivo entre medianeras con Timp(CAL+ACS)= 35◦C yTimp(ACS)a 35 y 60◦C. Fuente: propia . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 105 6.16. Porcentajes de energ´ıa primaria utilizados por generador seg´un vector energ´etico y uso en el edificio colectivo de tipo manzana con Timp(CAL+ACS)= 35◦C y Timp(ACS)a 35 y 60◦C.Fuente:propia...................... 106 6.17. Consumo de energ´ıa primaria no renovable y total del edificio colectivo entre medianeras con Timp constante y clima B4. Fuente: propia . . . . . . . . . . 107 6.18. Consumo de energ´ıa primaria no renovable y total del edificio colectivo entre medianeras con Timp constante y clima D3. Fuente: propia . . . . . . . . . . 107 6.19. Consumo de energ´ıa primaria no renovable y total del edificio colectivo entre medianeras con Timp constante y clima E1. Fuente: propia . . . . . . . . . . 108 6.20. Consumo de energ´ıa primaria no renovable y total del edificio colectivo de tipo manzana con Timp constante y clima B4. Fuente: propia . . . . . . . . . 108 6.21. Consumo de energ´ıa primaria no renovable y total del edificio colectivo de tipo manzana con Timp constante y clima D3. Fuente: propia . . . . . . . . . 109 6.22. Consumo de energ´ıa primaria no renovable y total del edificio colectivo de tipo manzana con Timp constante y clima E1. Fuente: propia . . . . . . . . . 109 132 6.23. Consumo de energ´ıa primaria no renovable y total del edificio colectivo entre medianeras con Timp(ACS)= 60◦C y clima B4. Fuente: propia . . . . . . . . . 110 6.24. Consumo de energ´ıa primaria no renovable y total del edificio colectivo entre medianeras con Timp(ACS)= 60◦C y clima D3. Fuente: propia . . . . . . . . . 111 6.25. Consumo de energ´ıa primaria no renovable y total del edificio colectivo entre medianeras con Timp(ACS)= 60◦C y clima E1. Fuente: propia . . . . . . . . . 111 6.26. Consumo de energ´ıa primaria no renovable y total del edificio colectivo de tipo manzana con Timp(ACS)= 60◦C y clima B4. Fuente: propia . . . . . . . . 112 6.27. Consumo de energ´ıa primaria no renovable y total del edificio colectivo de tipo manzana con Timp(ACS)= 60◦C y clima D3. Fuente: propia . . . . . . . . 112 6.28. Consumo de energ´ıa primaria no renovable y total del edificio colectivo de tipo manzana con Timp(ACS)= 60◦C y clima E1. Fuente: propia . . . . . . . . 113 6.29. Tablas 4.1 y 4.2 del documento reconocido para el c´alculo de prestaciones medias estacionales en bombas de calor de IDAE. Fuente: [10] . . . . . . . . 114 6.30. Comparativa de rendimientos medios estacionales obtenidos por el documento de IDAE con los obtenidos por simulaci´on para los edificios considerados. Fuente:propia................................... 115 6.31. COP nominal m´ınimo propuesto por IDAE para poder considerar como renovable una bomba de calor para producci´on de calefacci´on y ACS a 60◦C. Fuente:[10] .................................... 116 6.32. %RenACS seg´un clima y edificio empleando los COP nominales m´ınimos recomendados por IDAE para un sistema centralizado de aerotermia destinado a suministrar calefacci´on y ACS a 60◦C. Fuente: propia . . . . . . . . . . . . 117 7.1. Comparativa de Cep,tot en el edificio unifamiliar aislado orientado al este para ∆t=10 min y ∆t=1 h manteniendo Timp constante. Fuente: propia . . . . . . 119 7.2. Comparativa de %RenACS en el edificio unifamiliar aislado orientado al este para ∆t=10 min y ∆t=1 h manteniendo Timp constante. Fuente: propia . . . 119 7.3. Comparativa de porcentaje de horas fuera de consigna en el edificio unifamiliar aislado orientado al este para ∆t=10 min y ∆t=1 h manteniendo Timp constante.Fuente:propia............................. 120 7.4. Comparativa de Cep,tot en el edificio colectivo de tipo manzana para ∆t=10 min y ∆t=1 h manteniendo Timp constante. Fuente: propia . . . . . . . . . . 121 7.5. Comparativa de %RenACS en el edificio colectivo de tipo manzana para ∆t=10 min y ∆t=1 h manteniendo Timp constante. Fuente: propia . . . . . . 121 7.6. Comparativa de porcentaje de horas fuera de consigna en el edificio colectivo de tipo manzana para ∆t=10 min y ∆t=1 h manteniendo Timp constante. Fuente:propia................................... 122 7.7. Porcentaje de horas fuera de consigna con los distintos valores de fcpmin para cada combinaci´on clima-Timp en el edificio colectivo entre medianeras. Fuente: propia ....................................... 123 7.8. Porcentaje de horas fuera de consigna en el edificio colectivo entre medianeras para cada clima cuando Timp(ACS)= 60◦C y para cada valor de Timp(CAL+ACS) con su fcpmin elegido. Fuente: propia . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 124 7.9. Cep,tot en el edificio colectivo entre medianeras para cada valor de fcpmin y en cada clima cuando Timp= 55◦C. Fuente: propia . . . . . . . . . . . . . . . . . 125 133 7.10. %RenACS en el edificio colectivo entre medianeras para cada valor de fcpmin y en cada clima cuando Timp= 55◦C. Fuente: propia . . . . . . . . . . . . . . 126 134 ´ Indice de tablas 3.1. Datos t´ecnicos de la caldera de condensaci´on modelada . . . . . . . . . . . . 47 3.2. Datos t´ecnicos de la bomba de calor aire-agua modelada . . . . . . . . . . . 48 3.3. Datos de las distintas configuraciones consideradas . . . . . . . . . . . . . . 50 4.1. ´ Area y ocupaci´on de los distintos tipos de edificios . . . . . . . . . . . . . . . 59 4.2. Temperatura media mensual de agua de reposici´on [3] . . . . . . . . . . . . . 61 4.3. Generadores de energ´ıa empleados en la instalaci´on para cada uso y sus vectores energ´eticos asociados . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 75 4.4. Factores de paso de energ´ıa final a energ´ıa primaria no renovable, renovable ytotal[8] ..................................... 77 4.5. Demanda de ACS de cada tipo de edificio calculada con ayuda del anejo F delDBHE..................................... 79 5.1. Valores de los par´ametros caracter´ısticos y de dimensionado de los equipos para cada edificio colectivo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 93 136