Caracterización, integración y evaluación del esquema de bomba de calor a gas

Equation Chapter 1 Section 1 Proyecto Fin de Máster Máster en Ingeniería Industrial Caracterización, integración y evaluación del esquema de bomba de calor a gas Autor: Juan Manuel Jiménez Melendo. Tutores: José Sánchez Ramos y José Luis Molina Félix. Dpto. Ingeniería Energética Escuela Técnica Superior de Ingeniería Universidad de Sevilla Sevilla, 2022 iii Proyecto Fin de Máster Máster en Ingeniería Industrial Caracterización, integración y evaluación del esquema de bomba de calor a gas Autor: Juan Manuel Jiménez Melendo Tutor: José Sánchez Ramos José Luis Molina Félix Dpto. de Ingeniería Energética Escuela Técnica Superior de Ingeniería Universidad de Sevilla Sevilla, 2022 Proyecto Fin de Máster: Caracterización, integración y evaluación del esquema de bomba de calor a gas Autor: Juan Manuel Jiménez Melendo Tutor: José Sánchez Ramos José Luis Molina Félix El tribunal nombrado para juzgar el Proyecto arriba indicado, compuesto por los siguientes miembros: Presidente: Vocales: Secretario: Acuerdan otorgarle la calificación de: Sevilla, 2022 El Secretario del Tribunal A mi familia. A mis maestros. A Ana. Resumen En el presente trabajo se ha desarrollado un procedimiento simplificado para calcular las prestaciones de las demandas medias estacionales en todos aquellos sistemas hidrónicos que posean en sus esquemas una bomba de calor a gas. Para ello, se ha desarrollado una herramienta en Excel que simula de forma simplificada el comportamiento energéticos de edificios sujeto a condiciones climáticas concretas. ÍNDICE DE FIGURAS FIGURA 1.IMPORTACIONES GAS NATURAL EN ESPAÑA EN 2020. ............................................................................................................. 6 FIGURA 2. DIAGRAMA DE SANKEY DE LA ENERGÍA EN ESPAÑA EN 2020. .................................................................................................... 7 FIGURA 3. DIAGRAMA DE SANKEY DEL GAS EN ESPAÑA EN 2020. ............................................................................................................ 7 FIGURA 4. CONSUMO FINAL DE ENERGÍA EN ESPAÑA EN 2020. ................................................................................................................ 8 FIGURA 5. NATURALEZA DE LA ENERGÍA CONSUMIDA EN LOS HOGARES ESPAÑOLES EN 2020. ....................................................................... 8 FIGURA 6. CONSUMO DE GAS NATURAL EN HOGARES DE LA UNIÓN EUROPEA EN 2020. ............................................................................. 9 FIGURA 7. PRODUCCIÓN BRUTA DE CALOR EN LA UNIÓN EUROPA EN 2020. .............................................................................................. 9 FIGURA 8. SECTOR ENERGÉTICO DE LA UNIÓN EUROPEA EN 2020. ......................................................................................................... 10 FIGURA 9. VENTAS BOMBA DE CALOR EN LA UNIÓN EUROPEA EN 2020. ................................................................................................. 11 FIGURA 10. PRINCIPIO DE FUNCIONAMIENTO DE UNA BOMBA DE CALOR. ................................................................................................. 13 FIGURA 11. BOMBA DE CIRCULACIÓN WILO. ...................................................................................................................................... 18 FIGURA 12. ENFRIADORA CARRIER. ................................................................................................................................................... 20 FIGURA 13. INTERCAMBIADOR DE CALOR LAPESA. ................................................................................................................................ 20 FIGURA 14. CALDERA A GAS FERROLI. ................................................................................................................................................ 20 FIGURA 15. ESQUEMA UNIDADES. ..................................................................................................................................................... 21 FIGURA 16. ESQUEMA DE LA INSTALACIÓN. ......................................................................................................................................... 24 FIGURA 17. ESQUEMA INSTALACIÓN MODO 2 PRODUCCIÓN ACS. ......................................................................................................... 77 Índice de gráficas GRÁFICA 1. CURVA CORRECTORA DE LA CAPACIDAD DE CALEFACCIÓN. .................................................................................................... 38 GRÁFICA 2. CURVA CORRECTORA DEL CONSUMO DE CALEFACCIÓN EN FUNCIÓN DE LA TEMPERATURA. ......................................................... 39 GRÁFICA 3. CURVA CORRECTORA EN FUNCIÓN DEL FACTOR DE CARGA PARCIAL. ........................................................................................ 39 GRÁFICA 4. CURVA CORRECTORA DE LA CAPACIDAD DE RECUPERACIÓN DE ACS EN FUNCIÓN DE LA TEMPERATURA. ........................................ 40 GRÁFICA 5.CURVA CORRECTORA DE LA CAPACIDAD DE RECUPERACIÓN DE ACS EN FUNCIÓN DEL FACTOR DE CARGA PARCIAL. ........................... 40 GRÁFICA 6. CURVA CORRECTORA DE LA CAPACIDAD DE REFRIGERACIÓN EN FUNCIÓN DE LA TEMPERATURA. .................................................. 41 GRÁFICA 7. CURVA CORRECTORA DEL CONSUMO DE REFRIGERACIÓN EN FUNCIÓN DE LA TEMPERATURA. ...................................................... 41 GRÁFICA 8. CURVA CORRECTORA DEL CONSUMO DE REFRIGERACIÓN EN FUNCIÓN DEL FACTOR DE CARGA PARCIAL. ........................................ 42 GRÁFICA 9. CURVA CORRECTORA DE LA CAPACIDAD DE RECUPERACIÓN DE ACS EN FUNCIÓN DE LA TEMPERATURA ........................................ 42 GRÁFICA 10. CURVA CORRECTORA DE LA CAPACIDAD DE RECUPERACIÓN DE ACS EN FUNCIÓN DEL FACTOR DE CARGA .................................... 43 GRÁFICA 11. FUNCIONAMIENTO GEHP. MODO 2 .............................................................................................................................. 50 GRÁFICA 12. DEMANDA CUBIERTA POR RECUPERACIÓN GEHP. MODO 2 ............................................................................................... 51 GRÁFICA 13. DEMANDA ACS CUBIERTA POR LA CALDERA 1. MODO 2. ................................................................................................... 51 GRÁFICA 14. TEMPERATURA ACUMULACIÓN ACS. MODO 2. ............................................................................................................... 52 GRÁFICA 15.TEMPERATURA ACUMULACIÓN ACS ITERACIÓN 1. MODO 2. .............................................................................................. 53 GRÁFICA 16. TEMPERATURA ACUMULACIÓN DEPÓSITO 2 Y ARRANQUE GEHP. MODO 2. ......................................................................... 54 GRÁFICA 17. FUNCIONAMIENTO GEHP Y CALDERA 2. MODO 1. ........................................................................................................... 56 GRÁFICA 18. ENERGÍA PRODUCIDA POR LA INSTALACIÓN. MODO 1. ....................................................................................................... 56 GRÁFICA 19. TEMPERATURA ACUMULACIÓN ACS. MODO 1. SIMULACIÓN MODIFICADA. ......................................................................... 57 GRÁFICA 20. TEMPERATURA CORRIENTE 28. MODO 1. SIMULACIÓN MODIFICADA. ................................................................................. 58 GRÁFICA 21. TEMPERATURA CORRIENTE 24 Y 28. MODO 1. SIMULACIÓN MODIFICADA. .......................................................................... 58 GRÁFICA 22. TEMPERATURA ACUMULACIÓN ACS. MODO 1. ............................................................................................................... 59 GRÁFICA 23.TEMPERATURA ACUMULACIÓN ACS ITERACIÓN 1. MODO 1. .............................................................................................. 59 GRÁFICA 24. TEMPERATURA ACUMULACIÓN DEPÓSITO 2 Y DEMANDA DE CALEFACCIÓN. MODO 1. ............................................................ 60 GRÁFICA 25. RECUPERACIÓN GEHP Y CALDERA 1. MODO 1. ............................................................................................................... 61 GRÁFICA 26. FUNCIONAMIENTO GEHP. MODO 3. ............................................................................................................................. 63 GRÁFICA 27. ARRANQUE ENFRIADORA. MODO 3. ............................................................................................................................... 63 GRÁFICA 28. TEMPERATURA ACUMULACIÓN ACS. MODO 3. ............................................................................................................... 64 GRÁFICA 29. TEMPERATURA ACUMULACIÓN DEPÓSITO INERCIA GEHP. MODO 1. ................................................................................... 65 GRÁFICA 30. RECUPERACIÓN GEHP Y CALDERA 1. MODO 3. ............................................................................................................... 65 GRÁFICA 31. PORCENTAJE DEMANDA ACS CUBIERTA. MODO 3. ........................................................................................................... 66 GRÁFICA 32. DEMANDA ACS NO CUBIERTA. MODO 3. ........................................................................................................................ 66 GRÁFICA 33. FACTOR DE DISEÑO GEHP EN CALOR. ............................................................................................................................. 68 GRÁFICA 34. FACTOR DE DISEÑO GEHP EN CALOR. CALDERA OPERANDO A 60ºC. ................................................................................... 68 GRÁFICA 35. FACTOR DE DISEÑO GEHP EN CALOR. CALDERA OPERANDO A 45ºC. ................................................................................... 69 GRÁFICA 36. FACTOR DE DISEÑO GEHP EN FRÍO. ................................................................................................................................ 69 GRÁFICA 37. FACTOR DE DISEÑO GEHP EN FRÍO. CALDERA OPERANDO 60ºC. ......................................................................................... 70 GRÁFICA 38. FACTOR DE DISEÑO GEHP EN FRÍO. ENFRIADORA OPERANDO A 7ºC .................................................................................... 70 1 INTRODUCCIÓN Entre las razones que ha llevado a realizar este trabajo fin de máster se encuentra, fundamentalmente, la urgencia del cambio climático y de la situación del calentamiento global. La Tierra se está calentando a un ritmo sin precedentes en la historia conocida de nuestro planeta. El último informe del Grupo Intergubernamental de Expertos sobre el Cambio Climático (IPCC) establece claramente que la Tierra ya se ha calentado una media de 1ºC en comparación con los niveles preindustriales, y que el calentamiento global alcanzará sin duda al menos 1.5°C en 2030 debido a las actividades humanas. Un flujo constante de nueva ciencia e información nos dice cada día lo urgente que es la situación, y cómo el calentamiento global ya se ha convertido en una realidad. Si se recurre al registro histórico de temperaturas, se observa que julio de 2019 fue el mes más cálido registrado en la Tierra. Siguió a junio de 2019, que fue el junio más cálido jamás medido a nivel mundial. Respecto al deshielo, se ha registrado que la capa de hielo de Groenlandia batió récords el 1 de agosto de 2019 al perder más volumen de agua en 1 día que en cualquier otro día desde que se iniciaron los registros en 1950, arrojando 12,500 millones de toneladas de agua al mar. Este acontecimiento extremo no es más que una manifestación de la constante disminución de la extensión del hielo marino del Ártico, con una tasa del 7.3% cada década. En el círculo polar ártico, las temperaturas, casi 10°C superiores a la media de 1980-2010, han provocado incendios forestales sin precedentes en amplias zonas de Siberia, liberando 50 Mt de CO2 solo en junio de 2019. A pesar de que la evaluación de la situación global es ya clara y consensuada, no se están implementando suficientes acciones para contrarrestar el calentamiento global y disminuir el ritmo de emisiones debido a las actividades de la humanidad. Como prueba de la concienciación global sobre este asunto, numerosas jurisdicciones han declarado oficialmente la emergencia climática. Reconocer el problema representa un primer paso, sin embargo los órganos de gobierno no deben detenerse ahí, y realmente poner en marcha políticas para mitigar la crisis climática y sus efectos en el planeta. Para evitar un calentamiento global superior a 1.5 ºC y las consecuencias catastróficas relacionadas con un cambio climático tan importante, se necesita urgentemente una inflexión de la curva de emisiones de origen humano. El reconocimiento del fenómeno climático se ha retrasado durante décadas debido a contrafuerzas como los grupos de presión, las industrias y la política. Ahora queda poco tiempo para actuar y evitar llegar al punto de inflexión que cambiaría por completo el clima de la Tierra. Por ello, las emisiones deben reducirse drásticamente en un futuro muy próximo. Sin embargo, las predicciones actuales prevén un aumento constante de las emisiones globales, aunque probablemente, si se toman medidas efectivas el aumento de las emisiones se puede producir a un ritmo menor. Se han realizado numerosas investigaciones recientemente en el campo del cambio climático. La gran mayoría de estos estudios apuntan que el aumento de temperatura esperado en los próximos años provocará que el consumo de energía mundial de refrigeración del sector residencial aumentará hasta 34% en 2050 y un 61% en 2100, siendo este último porcentaje superior en zonas mediterráneas. En dicha línea, la utilización de técnicas naturales (NTC) en el acondicionamiento Introducción 2 de edificios está llamando la atención debido al creciente interés en el ahorro de energía y la protección del medio ambiente. Aunque las políticas actuales son claramente poco ambiciosas en cuanto a la mitigación del cambio climático, se están tomando varias iniciativas en la buena dirección. A nivel mundial, el acuerdo de París acordado al final de la conferencia COP21 de 2015 permitió esbozar un plan global de acciones a nivel internacional. Sin embargo, el texto no era vinculante y, lamentablemente, los Estados Unidos se retiraron del acuerdo posteriormente. A nivel europeo, la Comisión ha puesto en marcha su último paquete de medidas sobre energía a mediados de 2019. Denominado "Energía limpia para todos los europeos", este paquete contiene los objetivos de la Unión Europea para 2030: reducción del 40% de las emisiones de gases de efecto invernadero, 32% de energías renovables en el consumo energético y 32,5% de eficiencia energética. Los Estados miembros deben incorporar estos objetivos a su legislación nacional en los próximos 1 o 2 años. Las energías renovables están llamadas a jugar un papel cada vez más importante dentro del sistema energético actual. Las deficiencias y desequilibrios que presenta este sistema energético han propiciado el desarrollo, por parte de la Comisión Europea, de las políticas comunitarias destinadas a la reducción del consumo de energía. Los esfuerzos para reducir el uso de combustibles fósiles y las emisiones de gases de efecto invernadero, relacionados con la generación de electricidad, han propiciado un rápido desarrollo de las energías renovables. Según informes emitidos por la Agencia Internacional de la Energía, en los próximos cincos años la capacidad total mundial de energías renovables crecerá un 50%. Las energías renovables no son la única herramienta que se están usando para lograr el objetivo de la Unión Europea de luchar contra el cambio climático, y por ende, de neutralizar las emisiones de carbono. Para ello, numerosas investigaciones se centran en la mejora de la eficiencia energética de los edificios, así como la gestión e integración de recursos energéticos naturales para el acondicionamiento de espacios. Debido a ello, surge el concepto de edificio de demanda de energía nula, cuyo acrónimo es ZEB, que se define como aquellos edificios con balance energético nulo, en otras palabras, la generación de energía compensa al consumo de dicho edificio. La apuesta por este tipo de edificios podría mitigar problemas económicos y medioambientales, tales como las emisiones de CO2 y la dependencia de fuentes de energía fósiles. En un futuro se aspira a que basándose en la tecnología solar, tanto solar térmica como fotovoltaica se pueda cumplir este hito, ya que es una de las tecnologías con mas potencial a la hora de aumentar la autosuficiencia energética de las viviendas. En la actualidad, numerosas investigaciones están centradas en la combinación de las soluciones fotovoltaicas con bombas de calor a gas. Ya que las bombas de calor están consideradas como de las tecnologías de cogeneración, por lo que fomenta la consecución de dicho objetivo. 1.1 Descarbonización del sector de la edificación La descarbonización del sector de la edificación es prioritaria para la lucha contra el cambio climático y, para conseguirla, la bomba de calor se presenta como la forma más eficiente y menos contaminante de suministrar calefacción, refrigeración, agua caliente y sanitaria a los edificios. La bomba de calor tiene un menor coste de inversión, reduce más el consumo de energía (en kWh), reduce más el gasto en calefacción (en euros), en las emisiones de CO2 y contribuye más al objetivo de producción renovable que las tecnologías convencionales para la producción de calor o frío. Una de sus principales características es su elevada eficiencia, cercana al 200-300% en 3 Caracterización, integración y evaluación del esquema de bomba de calor a gas climas fríos y que incluso puede alcanzar valores de 300-400% en climas templados. Por lo tanto, la bomba de calor es una solución que incorpora una tecnología madura y eficiente, que utiliza energía procedente de fuentes renovables, y que contribuye, por tanto, al cumplimiento del objetivo de renovables sobre el consumo energético total. El compromiso y apuesta de la Unión Europea por la descarbonización de la economía para 2050 implica a todos los sectores de nuestra economía. El sector de la edificación es sin duda un sector clave en la necesaria transición energética y en la lucha contra el cambio climático. Esto se debe a que los edificios son responsables del 40% del consumo energético de la UE y del 36% de las emisiones de gases de efecto invernadero. La refrigeración es el uso final de la energía que más crece en los edificios, en concreto, la demanda de refrigeración se ha triplicado con creces desde 1990 hasta 2020, alcanzando los 2000 TWh de electricidad el año 2020. Por ello, la reducción del consumo de energía y el uso de energía procedente de fuentes renovables en el sector de la edificación constituyen una parte importante de las medidas necesarias para reducir la dependencia energética de la Unión y las emisiones de gases de efecto invernadero establecido para 2050. Las ciudades tienen un papel muy importante en este asunto, ya que consumen el 40% de la energía final. Las ciudades presentan un elevado consumo energético y además, están experimentando un constante aumento de la demanda eléctrica. Esto provoca que para satisfacer la demanda eléctrica se desmantelen las grandes centrales eléctricas alimentadas con combustibles fósiles y se incorporen las centrales de energía renovable. Cabe destacar que el sector de la edificación consume el 60 % de la energía consumida en las ciudades. 1.2 Taxonomía verde La Comisión Europea ha aprobado finalmente el reglamento sobre la llamada Taxonomía Verde en la que ha decidido incluir las centrales eléctricas de gas y nucleares como un medio de transición a una economía descarbonizada. Los expertos de la Comisión justifican este paso por la necesidad de atraer las grandes inversiones del sector privado, que, unido al sector público, reúnan las inversiones necesarias para conseguir proyectos en materia de lucha contra el cambio climático. Uno de los principales hechos que se ha tenido en cuenta es que la energía procedente de fuentes renovables no es capaz de garantizar el suministro de electricidad necesario sin el respaldo de las centrales eléctricas nucleares y de gas. Cabe destacar que se mantienen intactos los objetivos actuales de reducción de emisiones. Entre los países que se encuentran a favor de esta medida destacan Francia, que depende de la energía nuclear, Alemania, que se opone a la nuclear pero que depende del gas. Por otro lado, países como España y Austria se oponen a dicha medida. La Comisión insiste en que incluirlas en la taxonomía no les concede una etiqueta verde ya que no son neutrales ni renovables, sino que se usan como herramientas de transición y quedan sometidas a requisitos técnicos muy estrictos, pero alcanzables. Con respecto a los requisitos técnicos, las centrales nucleares de nueva planta deben obtener un permiso de construcción antes de 2045 y deben mostrar planes detallados para tener en 2050 una instalación de almacenamiento a gran profundidad de los residuos radiactivos de alto nivel. Además, se prevé posible que los combustibles tolerantes a accidentes estén completamente desarrollados antes de 2025. Finlandia sería el país que más ha progresado en este tema. Por lo que respecta al gas, las nuevas instalaciones deben reemplazar una central eléctrica de carbón ya existente y estar construidas antes del 31 de diciembre de 2030. Además, deben estar Introducción 4 diseñadas para funcionar posteriormente al 100% con combustibles renovables o bajos en carbono antes del 31 de diciembre de 2035 y durante su vida útil deben lograr una reducción de las emisiones de al menos un 55 % respecto a la central que han sustituido. Estableciéndose que el límite de las emisiones directas debe ser inferiores a 270 gramos de CO2 por kilovatio. Por último, se ha introducido un obligatorio aumento de la transparencia en todas las etapas de dicho proceso, con esta medida se pretende atraer inversores. La propuesta de taxonomía ya definitiva con la inclusión del gas y nuclear se presenta ante el Parlamento Europeo y al Consejo Europeo donde están representados los estados miembros, que tienen cuatro meses para analizarla. No pueden hacer cambios a la propuesta y solo pueden decidir rechazarla en caso de que formen una mayoría de al menos 20 países y que sume el 65% de la población, lo que parece muy improbable. Tanto el Consejo como el Parlamento Europeo podrían pedir dos meses adicionales de tiempo de análisis, pero se da por hecho que sería muy difícil que esta propuesta sea derrotada. Es importante resaltar que, la decisión de la comisión no representa ninguna política energética europea, es decir, cada país puede decidir qué mix energético usa, y si quiere usar estas energías citadas anteriormente, tal y como afirmó la comisaria de Servicios Financieros. 1.3 Gas El gas natural es el combustible fósil de combustión más limpia y de más rápido crecimiento, y actualmente representa una cuarta parte de la generación mundial de electricidad. El gas presenta menores emisiones de CO y de partículas sólidas, así como emisiones de CO2, por lo que fomenta la mejora de la calidad de aire de nuestras ciudades, y tiene un papel importante en la transición energética. Aunque la quema de gas natural emite gases de efecto invernadero, contribuye con mucho menos CO2 y contaminantes atmosféricos que muchos de los combustibles a los que está sustituyendo cada vez más, especialmente el carbón. El uso del gas natural creció rápidamente en la última década, representando casi un tercio del crecimiento total de la demanda energética, más que cualquier otro combustible fósil. Se prevé que su uso en los próximos años siga creciendo con fuerza en todos los escenarios estudiados por la AIE, con fuertes divergencias posteriores. La capacidad para ser suministrado a través de gasoductos o licuado y ser enviado por barco, así como la capacidad de las centrales eléctricas de gas para encenderse y apagarse rápidamente, permiten que el gas natural responda a las fluctuaciones de la demanda, tanto estacionales como a corto plazo, y que sirva de respaldo al creciente uso de energías renovables variables, como la eólica y la eléctrica. Sin embargo, en el marco de los esfuerzos mundiales por alcanzar las emisiones netas cero, se prevé que el uso del gas natural se vea presionado en algunos países. El mercado del gas natural está cada vez más globalizado, impulsado por la disponibilidad de Shale gas y el aumento de los suministros de gas natural licuado comercializable. El crecimiento del comercio de gas, así como el abandono de los contratos a largo plazo para pasar a la fijación de precios al contado en muchos mercados, ha creado una mayor interconexión entre los mercados, y las perturbaciones de la demanda o la oferta en una región tienen ahora repercusiones mundiales, tanto en los precios del gas como de la electricidad. Las razones por las que el sistema gasista mundial está sometido a una gran presión, y los precios hayan alcanzado máximos históricos son la seguridad del suministro del gas, la menor disponibilidad de gas natural licuado (GNL) y graves fenómenos meteorológicos. 5 Caracterización, integración y evaluación del esquema de bomba de calor a gas El año gasístico 2021-2022 se abrió el 1 de octubre con unos precios al contado del gas récord en Europa y Asia y con unos niveles de existencias de almacenamiento inferiores a la media para la próxima temporada de calefacción. El endurecimiento de los mercados de gas en los últimos meses es el resultado de la combinación de un fuerte crecimiento de la demanda a medida que las economías se recuperan de los cierres de 2020, una sucesión de episodios meteorológicos extremos que han generado un consumo adicional de gas, y un suministro más ajustado de lo previsto, ya que una serie de cortes obstaculizaron la producción de gas y la capacidad de exportación. Los elevados precios del gas natural también han tenido un efecto dominó en los mercados de la electricidad, haciendo subir los precios e impulsando la sustitución de combustibles a favor del carbón y el petróleo, lo que también repercute en el aumento de las emisiones de CO2 y la contaminación local. Por otro lado, el invierno frío y el verano seco ejercen una enorme presión sobre el sistema de suministro de gas. Un claro ejemplo es lo ocurrido en Asia y Norte América en 2021. El invierno de 2021 en el noroeste de Asia fue muy frío, lo que provocó una escasez localizada de combustible y una subida sin precedentes de los precios del GNL al contado, esto se vio incrementado debido a la poca disponibilidad de GNL. También se registraron temperaturas muy bajas en Norte América, lo que provocaron varios cortes de electricidad en estados claves del suministro de gas, como es Texas, siendo el mayor estado productor de gas de EE.UU, y en el que este combustible desempeña un papel preponderante en la generación de electricidad. Esta sucesión de acontecimientos pone de manifiesto la interdependencia entre el gas natural y la seguridad del suministro eléctrico, un vínculo que parece ser más fuerte que nunca. La capacidad de almacenamiento subterráneo de gas desempeñó un papel fundamental a la hora de proporcionar flexibilidad entre regiones durante la ola de frío, satisfaciendo las necesidades adicionales de Europa y permitiendo al mismo tiempo el arbitraje de cargamentos de GNL a Asia. Este episodio también puso de manifiesto la falta de capacidad de almacenamiento en los principales mercados asiáticos y su consiguiente dependencia de la flexibilidad importada. Debido a esto, se han anunciado medidas adicionales para mejorar el desarrollo y la gestión del almacenamiento en Japón, Corea y China. El comercio de GNL flexible fue un factor clave para ajustarse al fuerte descenso de la demanda y la recuperación en 2020. La actividad de contratación de GNL se redujo casi un 30% interanual en 2020 (o un 45% en comparación con su pico de 2018), mientras que la actividad durante 2021 hasta la fecha muestra cierto potencial de recuperación pero es cierto que se recupera lentamente. La transición a los gases de baja emisión de carbono plantea nuevos retos en materia de seguridad del suministro. Alcanzar el objetivo de cero emisiones netas en 2050 implica el despliegue extensivo de gases de baja emisión de carbono para descarbonizar el sistema de gas actual. Este despliegue debe estar respaldado por políticas promulgadas a corto y medio plazo para preparar una transición tan masiva para los sistemas de gas y la industria. En este sentido, los responsables políticos deben tener en cuenta los nuevos retos en materia de seguridad del suministro que probablemente surjan en esta transición. Por último, con respecto al comercio de gas español, en la Figura 1 se muestra los diez países de los que España importa gas natural. A continuación, se observa que Argelia es el principal país del que España importa gas natural, con 380 GCV. El segundo país más relevante es Estados Unidos, con 205 GCV. Introducción 12 El mercado ha crecido un 12% en 2020 en todo el continente, con las unidades reversibles aireaire como tecnología predominante. Es cierto que Francia está a la cabeza por el número de unidades vendidas, pero si se normaliza por el número de hogares del país, Noruega es el país que obtiene mejores resultados, con 3,3 bombas de calor por cada 100 hogares, en cambio, Francia obtiene 0,76. El mercado italiano ha experimentado un crecimiento considerable, con un 46,3% respecto al año anterior. En España se vendieron 120.000 unidades, lo que representa 0,48 bombas de calor por cada 100 hogares y un crecimiento del mercado del 7%. En la Tabla 1 y en la Tabla 2 se recogen otros datos de interés a nivel europeo. Europa Calor producido (TWh) Energía renovable producida(TWh) Ahorro CO2 (Mt) Ahorro de energía (TWh) 202 129 33 164 Tabla 1. Bomba de calor a nivel europeo. España Calor producido (TWh) Energía renovable producida(TWh) Ahorro CO2 (Mt) Ahorro de energía (TWh) 4.6 2.9 0.74 3.7 Tabla 2. Bomba de calor a nivel español. Como ejemplo de que esta transición ya ha comenzado, la mayoría de los fabricantes de bombas de calor han desarrollado nuevos modelos con R32 como refrigerante en lugar del R410A, el más utilizado hasta la fecha. Se concluye que los COP son más altos y que se requiere de menos refrigerante para que la bomba de calor funcione. Además, el R32 tiene un potencial de efecto invernadero menor que el R410A, lo que limita el impacto global de la instalación de bombas de calor, si se tienen en cuenta las posibles fugas. En resumen, las bombas de calor representan una tecnología muy eficiente y necesaria tanto para descarbonizar la calefacción y la refrigeración, también presentan gran flexibilidad, lo que favorece la satisfacción de una demanda térmica variable. 1.4.2 Ciclo y funcionamiento Una bomba de calor es capaz de transportar calor de un foco frío a un foco caliente. En invierno se toma calor del ambiente (foco frío) y se envía al interior del espacio a climatizar (foco caliente). En verano, ocurre lo contrario, el exterior está más caliente que el interior, por lo que la bomba de calor extrae calor de la zona a climatizar y lo cede al exterior. Este proceso requiere del aporte de una energía adicional, ya que el calor se transfiere de forma natural del foco caliente al foco frío y no al revés. Debido a esto, esta transferencia se realiza mediante a un circuito cerrado de fluido refrigerante que cambia de estado a lo largo de un ciclo de compresión mecánica. 13 Caracterización, integración y evaluación del esquema de bomba de calor a gas Figura 10. Principio de funcionamiento de una bomba de calor. La Figura 10 representa el principio del ciclo de la bomba de calor para cubrir una carga de calefacción. El fluido refrigerante comienza el ciclo tras la válvula de expansión como un líquido frío a baja presión. Al pasar por el intercambiador de calor del evaporador (HX), se evapora, absorbiendo el calor del aire que circula por el intercambiador de calor mediante los ventiladores de circulación. A continuación el refrigerante llega al equipo más importante de la bomba de calor: el compresor, que puede ser accionado por electricidad o por un motor de combustión alimentado por gas, por lo que el refrigerante aumenta su presión y temperatura. El condensador, conectado aguas abajo del compresor, recibe el refrigerante a elevada presión y temperatura. Este intercambiador de calor permite que el refrigerante libere el calor en el sistema secundario, por lo que se condensa. Para acabar el ciclo, el refrigerante circula a través de la válvula de expansión, disminuyendo su presión, y por tanto, temperatura. El ciclo vuelve a su punto de inicio. Cabe destacar que, la energía que toma la bomba de calor de la fuente exterior, como por ejemplo aire ambiente, supone aproximadamente el 75% de la energía que se utiliza para accionar la bomba de calor. Mientras que la energía necesaria para accionar el compresor supone el 25% de la energía total necesaria para el funcionamiento de la bomba de calor. En cuanto al sistema secundario, cabe destacar que puede ser un sistema de aire, o hidrónico en el que la bomba de calor está conectada a un sistema de calefacción por suelo radiante o a radiadores. Para el suministro de agua caliente sanitaria, tal y como se ha mencionado anteriormente, se dispone de un tanque de almacenamiento de agua caliente cuyo contenido puede llegar a varios cientos de litros. Las bombas de calor pueden ser reversibles, invirtiendo el ciclo son capaces de producir frío o calor. Es similar al del modo de calefacción, pero el papel de los intercambiadores de calor ha cambiado: el que está situado en la unidad exterior actúa ahora como condensador, mientras que el que está conectado a la carga actúa ahora como evaporador. En la práctica, la inversión del ciclo se consigue mediante válvulas de tres vías. Además, la bomba de calor es capaz de suministrar calefacción y refrigeración a la vez, esto es especialmente relevante en lugares donde hay demanda tanto de calefacción como de refrigeración. Introducción 14 Para caracterizar el rendimiento de un sistema de bomba de calor, se suele hacer referencia al coeficiente de rendimiento instantáneo (COP), definido en la ecuación (1) como la relación entre la potencia térmica !! producida por la bomba de calor y la potencia de su combustible, "!"#$ . En el modo de refrigeración, el COP se denomina coeficiente de eficiencia energética (EER), considerándose la potencia térmica Pt siempre positiva, tanto si representa una potencia de calefacción como de refrigeración. En el circuito secundario, la carga térmica, de calefacción o refrigeración, se calcula con la ecuación (2), donde: - # representa el caudal de agua del circuito secundario. - $% la capacidad específica del agua. - ∆& la diferencia de temperatura entre la impulsión y el retorno, en el caso de calefacción, y la diferencia entre retorno e impulsión en el caso de refrigeración. Una bomba de calor no proporciona calor como lo haría una resistencia eléctrica, sólo transfiere calor de un medio a otro. Este proceso de transferencia requiere de un suministro de energía, pero dicho suministro de energía es inferior a la energía que proporciona, por lo que el COP es normalmente superior a 1, y suele estar en el rango de 2-6, dependiendo de las condiciones de funcionamiento. $'! =!!!"#$ ) (1) !!=#·$%·∆& (2) La frecuencia del compresor + , expresada en Hz, es uno de los parámetros más importantes que caracterizan el funcionamiento de la bomba de calor, ya que informa sobre la velocidad de funcionamiento de la máquina. La frecuencia del compresor está relacionada con la potencia que entrega, por lo que si el compresor posee un inversor de frecuencia, la potencia que entrega es modulable. Estos dispositivos se denominan bombas de calor de velocidad variable (VSHP) o bombas de calor controladas por inversor. Otra forma de representar la modulación del sistema es a través de la relación de capacidad ,$ a carga parcial, definida en la ecuación (3) como la relación entre la potencia térmica actual !! y la capacidad máxima de la máquina !!,'#( a plena carga, en las mismas condiciones de funcionamiento. La relación de capacidad se puede expresar en tanto por uno o por cien, siendo ,$ =100% cuando el sistema esta funcionando a plena carga. Además, la ecuación (4) define el rendimiento en carga parcial, ,$! que es la relación entre el COP en las condiciones actuales y el COP de la máquina a plena carga en las mismas condiciones, "$'!'#( . $, =!!!!,'#( ) (3) ,$! =$'! $'!'#( ) (4) 1.5 Bomba de calor a gas (GEHP) Las bombas de calor por ciclo de compresión a gas permiten producir energía de manera eficiente, respetando el medio ambiente y aprovechando al máximo la contribución de energía renovable. Se compone de un motor de gas, una bomba de calor, un sistema de recuperación del calor residual y un sistema de control. Bajo estas dos premisas, las bombas de calor a gas combinan el uso de tecnologías probadas, creando soluciones innovadoras para la producción de energía en todo tipo de edificios. Optimizan la utilización de la energía primaria y limpia como es el gas, ya sea gas 15 Caracterización, integración y evaluación del esquema de bomba de calor a gas natural o gas licuado del petróleo (GLP), y aprovechan la energía del aire como fuente de energía renovable (aerotermia). Una de las principales ventajas de estos equipos es la recuperación del calor residual de la camisa del motor y de los gases de escape para mejorar el rendimiento del sistema. Este motor se alimenta con combustible de gas fósil y debe ser refrigerado para eliminar el calor residual generado durante su funcionamiento. El calor generado por la refrigeración del bloque motor, el cárter de aceite y los gases de escape se transmite a un circuito hidráulico que se utiliza para producir agua caliente. Además, cuando las temperaturas externas son excesivamente bajas, este calor se utiliza para evitar la formación de escarcha en el evaporador sin necesidad de invertir el ciclo. Esta funcionalidad permite un excelente rendimiento de este tipo de máquinas a bajas temperaturas. La recuperación de esta energía residual para la producción de ACS se considera en el Código Técnico de la Edificación (CTE) como una alternativa equiparable a la instalación de paneles solares, tal como señala el capítulo HE-4: “la contribución solar podrá disminuirse cuando se cubra ese aporte energético de agua caliente sanitaria mediante el aprovechamiento de procesos de cogeneración o fuentes de energía residuales”. La eficiencia energética de la GEHP es superior a la de la bomba de calor eléctrica, a la de las calderas de carbón y a la de las calderas de gas, debido a la recuperación del calor residual de los gases de combustión y de la camisa del cilindro. Además, dado que el compresor de la GEHP es accionado por un motor de gas, la capacidad de refrigeración o calefacción del sistema puede ajustarse controlando la velocidad de rotación del motor, que puede modificarse convenientemente. Por lo tanto, los sistemas GEHP han sido ampliamente utilizados debido a sus evidentes ventajas de alta eficiencia y capacidad de ahorro de energía. Los sistemas GEHP están equipados con un motor de 4 tiempos y 3 o 4 cilindros en línea, que mueve entre 952 y 1998 cm3 girando entre 600 y 3000 rpm, según el modelo, la marca y la carga. Estos motores hacen girar, mediante un sistema de correas, según el modelo, uno o dos compresores scroll abiertos. El sistema de gestión de estos conjuntos motor-compresor decide su velocidad óptima de rotación y, eventualmente, la relación de carga parcial de los compresores. Estas decisiones dependen de las necesidades para conseguir la máxima eficiencia energética en todo momento, especialmente a cargas parciales. La recuperación de calor residual consiste en un sistema de disipación de calor necesario para garantizar el funcionamiento estable del motor de gas. Una temperatura de funcionamiento demasiado baja del motor conduce a una baja eficiencia de lubricación y al desgaste de la máquina, mientras que la alta temperatura conducirá a la carbonización del aceite lubricante o el envejecimiento de los componentes. Por lo tanto, mantener la temperatura del agua de circulación interna en torno a 70°C es beneficioso para el funcionamiento eficiente del motor. El sistema de recuperación de calor consiste en un intercambiador de calor de gases de combustión, un intercambiador de calor de placas, una bomba de circulación, sensores de temperatura y un bloque de cilindros del motor. El agua de circulación entra en el intercambiador de calor de recuperación y en el bloque de cilindros del motor para absorber el calor. A continuación, el agua circula hacia el intercambiador de producción de ACS. Todas estas ventajas, sitúan a las bombas de calor a gas entre las mejores tecnologías existentes en el mercado para la calefacción, refrigeración y producción de ACS, con una eficiencia que incluso puede superar el 200% sobre energía primaria. Las bombas de calor a gas garantizan los mismos niveles de confort utilizando menor energía y, por lo tanto, generando menos emisiones Introducción 16 de efecto invernadero. El aumento de la eficiencia media estacional permite obtener la Clase Energética A++. Ventajas: - Elevado ahorro energético. La reducción del consumo de energía primaria al utilizar directamente el gas evitando las pérdidas de producción, transformación y transportes inherentes al uso de la electricidad. En comparación con la bomba de calor eléctrica, la GEHP reduce significativamente el consumo de energía eléctrica de un edificio, esto es importante ya que el consumo de una bomba eléctrica en verano representa más del 35% de la electricidad total. La GEHP contribuye a reducir los picos de demanda energética y nivelar la demanda energética. - Reducción del coste de explotación al obtener mejor eficiencia y aprovechamiento del calor generado para aumentar el rendimiento a bajas temperaturas exteriores. - Reducción de colectores solares térmicos. Según el Código Técnico de la Edificación en vigor, se fija la obligatoriedad de instalar paneles solares para generar ACS y climatización de piscinas cubiertas. Debido al calor sobrante del motor de combustión podemos disponer de agua que puede ser utilizada para generar ACS o climatización de piscinas, lo que permite eliminar parcial o totalmente la instalación de los paneles solares térmicos. - Elevado rendimiento en modo calor con bajas temperaturas exteriores. Las GHP sólo requieren el 10% de la potencia eléctrica necesaria en los sistemas de bomba de calor convencional, por lo que se reducen las puntas de consumo eléctrico. - Reducción de las emisiones de CO2 al utilizar combustible limpio y poco contaminante. - Evitan el coste y el espacio para la instalación de estaciones transformadoras en lugares donde no se dispone de suficiente potencia eléctrica en baja tensión. - El motor requiere un mantenimiento mínimo, destaca el cambio del aceite, que se recomienda hacer a las 30.000 horas de operación. La caracterización del sistema integra un conjunto de curvas que permiten calcular el rendimiento real del sistema GEHP. Estas curvas caracterizan el comportamiento térmico del sistema en términos de capacidad térmica, consumo de electricidad y gas, y recuperación de energía residual, en función de las variaciones que se producen en las condiciones de operación (factor de carga parcial), climáticas y la temperatura de distribución del agua respecto a las condiciones nominales. Dichas condiciones nominales son las que proporcionan los fabricantes en sus catálogos. En otras palabras, las curvas de comportamiento del sistema GEHP permiten caracterizar el comportamiento térmico de estos sistemas en térmicos. Cabe destacar que se usan para calcular el rendimiento energético de los edificios para diferentes modos de control de la GEHP, siendo válidas para calefacción y refrigeración. Respecto al control de velocidad del motor. Cabe destacar que las condiciones de funcionamiento del motor endotérmico de gas son propias del régimen estacionario y transitorio, principalmente. En el régimen estacionario, el par motor y la velocidad del motor no varían. Sin embargo, en el régimen transitorio, la velocidad del motor es perturbada debido, entre otras razones, a el cambio de recalentamiento del evaporador o la variación de la presión de entrada del gas. En comparación con la velocidad del electromotor de la bomba de calor eléctrica, la velocidad del motor de la GEHP es más susceptible y se altera fácilmente, lo que influye en el grado de recalentamiento del evaporador. Las características dinámicas del motor también aumentan la dificultad del 17 Caracterización, integración y evaluación del esquema de bomba de calor a gas funcionamiento estable y el ajuste de la capacidad del sistema GEHP. Por lo tanto, el control efectivo del motor de gas es la condición previa para el funcionamiento estable del sistema GEHP. Con el fin de mejorar la estabilidad del motor y la eficiencia de la GEHP, la velocidad del motor debe mantenerse estable en estado estacionario, estado de transición y estado de perturbación. Además, la velocidad del motor debe regularse en función de la variación de las condiciones de carga para ahorrar energía. Al mismo tiempo, el grado de recalentamiento del evaporador debe mantenerse en un rango determinado mediante el ajuste de la válvula de expansión cuando se modifica la velocidad del motor. Cabe destacar que en el sistema GEHP, la velocidad del motor y el recalentamiento del evaporador interfieren entre sí, lo que aumenta la dificultad de control. El control de velocidad del motor de gas tiene un impacto significativo en la estabilidad del sistema y en su funcionamiento eficiente. El motor de gas es típicamente un sistema dinámico no lineal y fácilmente perturbado por la fluctuación de la carga, lo que aumenta la dificultad del control de la velocidad del motor de gas. La estrategia de control de la velocidad del motor no sólo puede garantizar el funcionamiento estable, sino también satisfacer el rendimiento de ajuste de la capacidad del sistema GEHP. Por último, las características de rendimiento de la GEHP se caracterizan por la capacidad de calefacción y la relación de energía primaria. La relación de energía primaria se define como la relación entre la producción de energía útil y el consumo de energía primaria. Se han realizado numerosas investigaciones para desarrollar un modelo de control de la velocidad del motor, en las que se toma la velocidad de rotación del compresor como la variable clave. Los resultados de dichas investigaciones indican que la capacidad térmica, el consumo de combustible del motor de gas y la recuperación de calor residual aumentan con el aumento de la velocidad del motor, mientras que la relación de energía primaria del sistema disminuye. El aumento de la capacidad de calefacción se debe principalmente a que la capacidad de condensación y la recuperación de calor residual aumentan con el aumento del régimen del motor. En términos de ahorro de energía, la velocidad del motor de gas debería funcionar a una velocidad más baja en el caso de satisfacer la carga del sistema. Por otro lado, se observa que aumenta la temperatura de entrada del condensador, lo que provoca un aumento del consumo de combustible del motor de gas, esto hace que disminuya la capacidad térmica y la relación de energía primaria. La razón es que el aumento de la temperatura de entrada del agua del condensador da lugar a una mayor presión del condensador y a una mayor relación de presión del compresor, lo que conduce a un aumento del caudal másico del gas de alimentación y de la potencia del compresor. Por lo tanto, es esencial diseñar una estrategia de control de la velocidad del motor para garantizar un funcionamiento seguro y una alta eficiencia. Con respecto al consumo de ACS, cabe destacar que la prioridad a la hora de suministrar ACS es mediante la recuperación de energía de la GEHP, mediante el funcionamiento normal de la GEHP y con los equipos auxiliares, es decir, calderas. En primer lugar se prioriza la recuperación del calor residual, ya que este hecho implica un aumento del rendimiento del equipo. 1.5.1 Tipología de equipos A continuación, se expone la tipología de equipos presentes en la instalación. En primer lugar, la GEHP seleccionada es marca AISIN. Los sistemas que utilizan el agua como fluido caloportador son sistemas muy apropiados para la contabilización de la energía y para instalaciones donde se precisa la sustitución de equipos ya existentes. En concreto, en estas instalaciones la energía Introducción 18 generada por la bomba de calor se transfiere del gas refrigerante al circuito hidráulico que estará conectado con equipos como fancoil, radiadores de baja temperatura o equipos de suelo radiante. En la Tabla 4, se muestran las especificaciones técnicas para los diferentes modelos. En el apartado correspondiente a los resultados, se explica que modelo se ha seleccionado y las razones que han llevado a dicha selección. La instalación consta de 11 bombas de circulación. Las bombas de circulación seleccionadas son marca WILO. Figura 11. Bomba de circulación WILO. La instalación bajo estudio consta de un depósito de acumulación de ACS. En el apartado correspondiente a los resultados se explica las razones por las que se ha seleccionado dichos acumuladores. Se han seleccionado de la marca LAPESA, en la Tabla 3 se muestran las características técnicas de los depósitos. Tabla 3. Especificaciones técnicas depósito acumulador Lapesa. La enfriadora es el equipo auxiliar que se dispone para cubrir los picos de demanda de refrigeración. El equipo en cuestión está instalado aguas arriba del colector de agua fría, que está conectado directamente con el circuito de refrigeración. La enfriadora seleccionada es marca Carrier, condensada por aire. El refrigerante es R-32. 19 Caracterización, integración y evaluación del esquema de bomba de calor a gas GEHP AWS 8 HP GEHP AWS 10 HP GEHP AWS 13 HP GEHP AWS 16 HP GEHP AWS 20 HP GEHP AWS 25 HP GEHP AWS 30 HP Capacidad nominal de calefacción kW 23,5 30 37,5 50 62,5 77 87,5 Capacidad nominal de refrigeración kW 21 26,5 33,5 42,5 53 63,5 74,5 Capacidad máxima recuperación ACS kW 8 10 13,5 19,5 23,5 30,5 44,5 Caudal ACS recuperado l/h 1400 1700 2300 3300 4000 5200 7600 Caudal agua Condensador/Evaporado r l/h 4500 4500 6000 8000 1000 0 1200 0 1400 0 Temperatura de consigna calefacción ºC 40 45 45 45 45 45 45 Temperatura de consigna refrigeración ºC 7 7 7 7 7 7 7 Consumo nominal calefacción kW 15,5 20,2 27 34 42,5 54,2 61,5 Consumo nominal refrigeración kW 15300 20 27,7 30 43 56 70,7 Temperatura consigna ACS ºC 60 60 60 60 60 60 60 Relación calor recuperado Calefacción - 0,34 0,33 0,36 0,39 0,376 0,40 0,51 SPER refrigeración - 1,72 1,72 1,93 1,89 1,89 1,87 1,91 SPER calefacción - 1,37 1,36 1,35 1,57 1,55 1,54 1,51 Modulación de potencia % 40-100 30-100 25- 100 35- 100 28- 100 23- 100 22- 100 Modelo hidráulico con bomba incluida Alimentación eléctrica V/PH/H z 221 V / Monofásica / 50Hz Potencia eléctrica consumida W 840 550 700 Intensidad A 10 4 Pérdida de carga disponible mca 8 6 7,5 6 3,7 2,8 Tabla 4. Especificaciones técnicas Aisin. Introducción 20 Figura 12. Enfriadora Carrier. La instalación consta de 4 intercambiadores de calor. Los intercambiadores de calor 1, 2 y 3 se encuentran en el lazo de producción de ACS, mientras que el intercambiador 4 se encuentra instalado aguas arriba del colector de agua caliente, directamente conectado con el circuito de calefacción. Cabe destacar que todos los intercambiadores de calor aprovechan el calor residual del motor endotérmico de gas. Se seleccionan intercambiadores de placas de la marca Lapesa. Figura 13. Intercambiador de calor Lapesa. La instalación consta de dos calderas auxiliares alimentadas por gas. La función de la caldera 1, situada en el lazo de producción de ACS, es elevar la temperatura del agua del circuito hidráulico cuando no se alcance la temperatura necesaria por medio de la recuperación del calor residual del motor endotérmico de gas de la GEHP. La caldera 2 sirve de apoyo a la GEHP, cuando la GEHP no es capaz de satisfacer la demanda de calefacción, la caldera 2 se enciende, satisfaciendo así la demanda. Se han seleccionado calderas de la marca Ferroli. Figura 14. Caldera a gas Ferroli. 2 METODOLOGÍA En este apartado se explica la metodología llevada a cabo para resolver la instalación en cuestión. La metodología de resolución consiste en una simulación en base temporal del sistema. Para cada paso de tiempo, se resuelve la instalación. Las expresiones matemáticas que se han utilizado para abordar los equipos están expresadas en función de variables independientes y parámetros. Los parámetros son constantes específicas del sistema térmico que se suministran a cada unidad antes del inicio de la simulación. Representan potencias nominales, dimensiones, características constructivas, geométricas, térmicas de los elementos, así como restricciones o límites de operación. Las variables independientes representan términos variables a lo largo de la simulación y constituyen las entradas de las unidades, por lo que tienen que ser suministradas, junto con los parámetros, al comienzo de cada simulación. La variación se debe a: - La variación que se produce debido al instante de tiempo que se analiza. Variables independientes como, por ejemplo, la demanda energética y condiciones exteriores. - La variación asociada a naturaleza del sistema, es decir, la variación de las temperaturas y caudales del agua. Para obtener las salidas de cada unidad, es necesario ejecutar el conjunto de ecuaciones que definen dicha unidad. Las unidades no tienen por qué ser un equipo, pueden ser un conjunto de equipos, en general, se consideran bloques que, son alimentados por las entradas y los parámetros, y que dan lugar al conjunto de salidas. En la Figura 15 se observa el funcionamiento de las unidades. Figura 15. Esquema unidades. Metodología 28 !89: 3#;/* ( 2 ) =87 ( 2 ) 3600·;·$%· = &3<.=->.? 3#;/* ( 2 ) −&7 ( 2−1 )> (29) - Si la temperatura de entrada a la caldera es superior a la temperatura de consigna, la potencia que se le requiere a la caldera es nula, ya que la temperatura de entrada es superior a la temperatura máxima de salida que puede proporcionar la caldera. Siendo: - !89: 3#;/* ( 2 ) ." Potencia requerida de la caldera 1, cuyas unidades son [W]. - 87(2) . Caudal de entrada a la caldera 1, cuyas unidades son @ @ A A. - &7(2−1) . Temperatura de entrada a la caldera 1 en el paso de tiempo anterior, cuyas unidades son [℃] . - &3<.=->.? 3#;/* . Temperatura de consigna de la caldera 1. En segundo lugar, se calcula la potencia real, se tiene que: - Si la potencia requerida es inferior a la potencia nominal, se cumple que la potencia real que suministra la caldera 1 es igual a la potencia requerida, !89?@ 3#;/* ( 2 ) =!89: 3#;/* ( 2 ). - Si la potencia requerida es superior a la potencia nominal, se cumple que la potencia real que suministra la caldera 1 es igual a su potencia nominal, !89?@ 3#;/* ( 2 ) =!.<B-.?@ 3#;/* ( 2 ). Por último, se calcula la temperatura de salida de la caldera 1, &*2 ( 2 ), para ello se tiene que tomar la temperatura de salida del intercambiador 3 en el paso de tiempo anterior, es decir, se usa &7 ( 2−1 ). Su cálculo depende de la potencia requerida y nominal. De tal forma que: - Si la potencia requerida es inferior a la potencia nominal, se cumple que la temperatura de salida es igual a la temperatura de consigna de dicha caldera. Se debe a que la caldera tiene una potencia mayor que la necesaria para elevar la temperatura de entrada hasta la temperatura de consigna. - Y en caso contrario, cuando la potencia que proporciona la caldera es inferior a la que se requiere, el cálculo de la temperatura de salida de la caldera 1 se realiza con la ecuación (30). &*2(2)=&7(2−1)+!89?@ 3#;/*(2) 87(2) 3600·";·$% (30) El factor de carga se calcula mediante la ecuación (31). E$!3#;/* =!89?@ 3#;/*(2) !.<B-.?@ 3#;/* (31) Cabe señalar que, para el cálculo de las magnitudes de salida de la caldera se ha usado en todo momento las magnitudes de entrada del paso de tiempo previo, ya que la caldera se trata de un equipo con inercia. Por tanto, y a modo de resumen, para calcular &7 ( 2 ) se utiliza &*2 ( 2 ), y para calcular &*2 ( 2 ) se utiliza &7 ( 2−1 ). Una vez resueltos los tres intercambiadores del lazo de producción de ACS, se procede a calcular la temperatura de acumulación del depósito 3, el de ACS. Para ello, es necesario calcular la potencia de entrada al depósito 3, mediante la ecuación (32). !*)(2)=8*)(2) 3600 ·;·$%·=&*)(2)−!"#(2−1)> (32) Siendo: 29 Caracterización, integración y evaluación del esquema de bomba de calor a gas - !*) ( 2 ). Potencia de entrada al depósito 3, cuyas unidades son [W]. - !"# ( 2−1 ). La temperatura de acumulación del depósito de ACS del paso de tiempo anterior, cuyas unidades son [℃] . - 8*)(2) Caudal de entrada al depósito 3, , cuyas unidades son @ @ A A. Por tanto, la temperatura de acumulación se calcula mediante la ecuación (33). !"# (2)"=!"#(2−1)+!*)(2)·∆2 ;·$%·< (33) Siendo: - ∆2 . Paso de tiempo. Es igual a 600 segundos. - < . Volumen del depósito, en litros. Cabe destacar que la temperatura de salida del depósito 3 es igual que la temperatura de acumulación de este en el paso de tiempo anterior, debido a que el depósito posee inercia. Por tanto, la temperatura de la corriente 14 se calcula mediante la ecuación (34). &*,(2)=!"#(2−1) (34) 2.2.2 Resolución del resto de la instalación A continuación, se procede a explicar el cálculo del intercambiador 4, que corresponde con el intercambiador de calor de recuperación del calor del motor y el calor residual de los gases de escape. Para ello, se conocen las siguientes variables: - Temperatura de entrada en el lado caliente, que corresponde a la corriente 30. Es igual a la temperatura de la corriente 32, siempre que la válvula 3 permita la circulación desde la corriente 32 hasta la 30. - Temperatura de entrada en el lado frío, que corresponde a la corriente 29. Es igual a la temperatura de salida del colector de agua caliente en el paso de tiempo anterior, debido a que el colector de agua caliente se ha tratado como un depósito, y por tanto, posee inercia. - La eficiencia del intercambiador, 0, . Cuyo valor se recoge en la ficha técnica del equipo. La temperatura de salida del intercambiador 4 en el lado frío, "&)6 , y la temperatura de salida en el lado caliente, &+* , se despejan de la expresión de la eficiencia del intercambiador, recogida en la ecuación (35). Por tanto: &)6(2)=&)7(2)+0,·(&+2(2)−&)7(2)) (35) En las ecuaciones (36) y (37) se recoge la potencia intercambiada en el lado frío y caliente, respectivamente: !-.!/,(2)=8)7 3600·;·$%·(&)6(2)−&)7(2)) (36) !-.!/,(2)=8+2 3600·;·$%·(&+2(2)−&+*(2)) (37) El cálculo de la temperatura de salida del lado caliente queda recogido en la ecuación (38) &+* ( 2 ) =&+2 ( 2 ) −!-.!/, ( 2 ) 8+2 3600·;·$% (38) Para la resolución de la caldera 2, se calcula potencia requerida, la potencia real que suministra y la temperatura de salida de esta. Se procede de la siguiente manera: En primer lugar, se calcula la potencia requerida de la caldera de la siguiente manera: Metodología 30 - Si la temperatura de entrada a la caldera 2 es inferior a la temperatura de consigna, la potencia requerida se calcula mediante la ecuación (39). !89: 3#;/)(2)=8)0(2) 3600 ·;·$%·=&3<.=->.? 3#;/) (2)−&)0(2)> (39) - Si la temperatura de entrada a la caldera 2 es superior a la temperatura de consigna, la potencia que se le requiere a la caldera 2 es nula. Siendo: - !89: 3#;/) ( 2 ) ." Potencia requerida de la caldera 2, cuyas unidades son [W]. - 8)0(2) . Caudal de entrada a la caldera 2, cuyas unidades son @ @ A A. - &)0(2) . Temperatura de entrada a la caldera 2, cuyas unidades son [℃] . - &3<.=->.? 3#;/) . Temperatura de consigna de la caldera 2. Cabe destacar que la temperatura de entrada a la caldera 2, corriente 27, es igual a la temperatura de salida del colector de agua caliente en el paso de tiempo anterior, la justificación es idéntica que en el caso del depósito. En segundo lugar, se calcula la potencia real, de tal forma que: - Si la potencia requerida es inferior a la potencia nominal, se cumple que la potencia real que suministra la caldera 2 es igual a la potencia requerida, !89?@ 3#;/) ( 2 ) =!89: 3#;/) ( 2 ). - Si la potencia requerida es superior a la potencia nominal, se cumple que la potencia real que suministra la caldera 2 es igual a su potencia nominal, !89?@ 3#;/) ( 2 ) =!.<B-.?@ 3#;/) ( 2 ). Siendo: - !89?@ 3#;/) . Potencia real de la caldera 2, cuyas unidades son [W]. - !.<B-.?@ 3#;/) . Potencia nominal de la caldera 2, cuyas unidades son [W]. Su valor está recogido en la ficha técnica del equipo. Por último, se calcula la temperatura de salida de la caldera 2, &)5 ( 2 ), se tiene que tomar la temperatura de salida del colector de agua caliente en el paso de tiempo anterior, es decir, se usa &)0 ( 2 ), tal y como se ha mencionado anteriormente, es igual a la temperatura de salida de dicho colector en el paso de tiempo previo. Su cálculo depende de la potencia requerida y nominal. De tal forma que: - Si la potencia requerida es inferior a la potencia nominal, se cumple que la temperatura de salida es igual a la temperatura de consigna de dicha caldera. Idéntica justificación que para la caldera 1. - Y en caso contrario, cuando la potencia que proporciona la caldera es inferior a la que se requiere, el cálculo de la temperatura de salida de la caldera 2 se realiza mediante la ecuación (40). &)5(2)=&)0(2)+!89?@ 3#;/)(2) 8)0(2) 3600 ·";·$% (40) Por tanto, el factor de carga se calcula con la ecuación (41). E$!3#;/) =!89?@ 3#;/)(2) !.<B-.?@ 3#;/) (41) 31 Caracterización, integración y evaluación del esquema de bomba de calor a gas Seguidamente, se aborda la resolución del colector de agua caliente, que se considera un depósito en el que se produce la mezcla de las corrientes de entrada, por ende, la temperatura de las corrientes de salida son todas iguales. Es preciso señalar que las temperaturas de las corrientes de salida son iguales a la temperatura de salida del paso de tiempo anterior, ya que el método de resolución es explícito. Para el cálculo, se conocen las siguientes variables: - Temperatura de la corriente 24, &), . - Temperatura de salida de la caldera 2, &)5 . - Temperatura de salida del intercambiador 4, &)6 . Por tanto, el balance de energía sobre el colector de agua caliente se calcula mediante la ecuación (43). F 8-·;-· C.!D?E? -$%,- ·&-= F 8F·;F· $?@-E? F$%,F ·&F (42) ;·$%(8), ·&), +8)5 ·&)5 +8)6 ·&)6+8,) ·&,)) =;·$%(8)1 ·&)1 +8)0 ·&)0 +8)7 ·&)7+8,* ·&,*) (43) En la ecuación (44) se recogen las restricciones sobre la temperatura de salida: &)1(2)=&)0(2)=&)7(2)=&,*(2)=&=?@_G?@(2−1) (44) Operando, se llega a la ecuación (45). &=?@$%&(2)=8), ·&), +8)5 ·&)5 +8)6 ·&)6 +"8,) ·&,) 8)1 +8)0 +8)7 +8,* (45) Siendo: - &=?@$%& . La temperatura de salida del colector de agua caliente. El cálculo de la temperatura de retorno del circuito de calefacción se realiza con la demanda de calefacción del edificio en cuestión. Teniendo en cuenta que la demanda de calefacción es negativa, la ecuación (46) queda: GG?@(2)="8,)(2) 3600 ·;·$%·("&,)(2)−&,*(2)") (46) Operando se llega a la ecuación (47), en la que se despeja la temperatura de retorno del circuito de calefacción. "&,)(2)=GG?@(2) "8,)(2) 3600 ·;·$% +&,*(2) (47) Siendo: - GG?@ ( 2 ). La demanda de calefacción del edificio, cuyas unidades son [W]. - &,* ( 2 ) . Temperatura de impulsión del circuito de calefacción, cuyo valor es igual a la temperatura de salida del colector de agua caliente del paso de tiempo previo. Una vez resuelto el colector de agua caliente, se procede a resolver el colector de agua fría. Se toman las mismas consideraciones que para el colector de agua caliente. Se conocen las siguientes variables: - Temperatura de salida del depósito 1, &)+HE . El balance de energía queda recogido en la ecuación (48). Metodología 32 ;·$%(8+0 ·&+0 +8)+HE ·&)+HE +8,2 ·&,2) =;·$%(8+1 ·&+1 +8+6 ·&+6 +8+7 ·&+7) (48) Imponiendo las restricciones sobre la temperatura de salida, se llega a la ecuación (49). &+1(2)=&+6(2)=&+7(2)=&=?@_ID-<(2−1) (49) Operando, se llega a la ecuación (50): &=?@'()* ( 2 ) =8+0 ·&+0 +8)+HE ·&)+HE +"8,2 ·&,2 8+0 +8)+HE +8,2 (50) Siendo: - &=?@'()* . La temperatura de salida del colector de agua fría. El cálculo de la temperatura de retorno del circuito de agua fría se calcula con la demanda de refrigeración del edificio en cuestión, cuya expresión se recoge en la ecuación (51). GD9I(2)="8,2(2) 3600 ·;·$%·("&,2(2)−&+7(2)") (51) Operando, se despeja la temperatura de retorno del circuito de refrigeración, ecuación (52). "&,2(2)=GD9I(2) "8+7(2) 3600 ·;·$% +&+7(2) (52) Siendo: - GD9I ( 2 ). La demanda de refrigeración del edificio, cuyas unidades son [W]. - &+7 ( 2 ) . Temperatura de impulsión del circuito de refrigeración, cuyo valor es igual a la temperatura de salida del colector de agua fría del paso de tiempo previo. Por otro lado, hay que calcular la temperatura de impulsión de la enfriadora. Para ello, se calcula la potencia requerida y real del equipo. La potencia requerida de la enfriadora depende de la temperatura de entrada y de la temperatura de consigna. Tal que, si la temperatura de entrada es inferior a la de consigna, la potencia requerida es nula. En caso contrario, la expresión de la potencia requerida se calcula mediante la ecuación (53). !89: CJK(2)=8+6(2) 3600 ·";·$%·(&+6(2)−&3<.=->.? CJK (2)) (53) Siendo: - !89: CJK ( 2 ). La potencia requerida de la enfriadora, cuyas unidades son [W]. - &+6 ( 2 ). Temperatura de entrada a la enfriadora. - &3<.=->.? CJK ( 2 ). Temperatura de consigna de la enfriadora. En cuanto a la potencia real, se cumple que: - Si la potencia requerida es inferior a la potencia nominal, se cumple que la potencia real que suministra la enfriadora es igual a la potencia requerida, !89?@ CJK ( 2 ) =!89: CJK ( 2 ). - Si la potencia requerida es superior a la potencia nominal, se cumple que la potencia real que suministra la enfriadora es igual a su potencia nominal, !89?@ CJK ( 2 ) =!.<B-.?@ CJK ( 2 ). Siendo: - !89?@ CJK(2) . Potencia real de la enfriadora, cuyas unidades son [W]. - !.<B-.?@ CJK (2) . Potencia nominal de la enfriadora, cuyas unidades son [W]. Su valor está recogido en la ficha técnica del equipo. 33 Caracterización, integración y evaluación del esquema de bomba de calor a gas El cálculo de la temperatura de salida de la enfriadora, &+0(2) : - Si la potencia requerida es inferior a la potencia nominal. Se cumple que la temperatura de salida es igual a la temperatura de consigna de dicha enfriadora. - Si la potencia requerida es superior a la potencia nominal. Se cumple que: &+0(2)=&+6(2)−!89?@ CJK(2) 8+0(2) 3600 ·";·$% (54) Por último, mediante la ecuación (55) se calcula el factor de carga. E$!CJK =!89?@ CJK(2) !.<B-.?@ CJK (55) 2.2.3 Resolución de la GEHP Se procede a describir los pasos del procedimiento de cálculo de los parámetros característicos de la GEHP para el modo de calefacción, ya que es el proceder es idéntico para el modo de producción de ACS y de refrigeración, con la salvedad de que cambian parámetros propios de cada modo de funcionamiento, como pueden ser las curvas correctoras, y demanda de ACS y refrigeración. Es preciso señalar que las curvas correctoras son en función de la temperatura de salida del agua de la GEHP, "&)* , y dicha temperatura no se conoce en el primer paso de tiempo, porque es función del tipo de control de la unidad. Este hecho provoca un proceso iterativo de resolución, en el que hay que suponer una temperatura de salida del agua. Para evitar el proceso iterativo, las curvas correctoras del paso de tiempo t están en función de la temperatura de salida de la GEHP del paso de tiempo anterior, t-1. Por tanto, es necesario suponer el valor dicha temperatura en el paso de tiempo cero. Paso 1. Se calcula los coeficientes de la curva correctora de la capacidad de calefacción, $$3#L(&M=;&N9) . Paso 2. Se calcula la potencia real para un factor de carga parcial del 100%, es decir, no se corrige debido a que el equipo funcione con un factor de carga inferior al 100%. En la ecuación (56) se recoge el cálculo de la potencia real para un factor de carga parcial del 100%. !D9?@(100%IJK)=$L!3#;(&M=;&N9)·!O-=9ñ</3#; (56) Siendo: - !O-=9ñ</3#; . La potencia de diseño de calefacción. Paso 3. Mediante la ecuación (57) se calcula el factor de carga necesario para combatir la demanda, denominado E$!O9B . E$!O9B =GG?@ !D9?@(100%IJK) (57) Siendo: - GG?@ . La demanda de calefacción, en [W]. Puede darse el caso que la GEHP esté operando en el modo de calefacción, la demanda de calefacción sea nula y que exista demanda de ACS. En tal caso, el factor de carga parcial necesario para combatir la demanda de ACS, en modo calefacción, se calcula mediante la ecuación (58). Mientras que la potencia real que suministra la GEHP en la producción de ACS mediante la recuperación se calcula mediante la ecuación (59). Metodología 34 E$!O9B =G#3$ !MNOP#3$8C3(100"%"IJK) (58) !MNOP#3$8C3(100%"IJK)="$L!#3$HQH3#;(&M=,&N9)·!O-=9ñ</3#; (59) Siendo: - G#3$ . La demanda de ACS, en [W]. - !MNOP#3$8C3(100%"IJK) . La potencia real que suministra la GEHP cuando produce ACS mediante la recuperación del calor residual del motor. - $L!#3$HQH3#; ( &M=,&N9 ). Curva correctora de la capacidad de recuperación de ACS en calefacción. Cabe destacar que coincide con el factor de carga necesario para cubrir la demanda en el modo de producción de ACS. Esto se debe a que si en el modo de calefacción hay pasos de tiempo en los que no hay demanda de calefacción, pero si hay demanda de ACS, la GEHP funciona como si estuviera en el modo de operación de producción de ACS. PASO 4. Calcular el factor de carga parcial real con el que opera la GEHP. Su valor está acotado por el factor de carga parcial mínimo y máximo. Se determina de la siguiente manera: - Si E$!O9B >E$!'#( . Entonces: E$!D9?@ =E$!'#( - Si E$!O9B <E$!'RJ . Entonces: E$!D9?@ =0 . La máquina se apaga. - E$!'RJ <"E$!O9B <E$!'#( . Entonces: E$!D9?@ =E$!O9B . Paso 5. Calcular la curva correctora del consumo en función de la temperatura de salida del agua y de la temperatura de bulbo húmedo y en función del factor de carga parcial, $TUVW#T3#;HQ(&M=,&N9) y $TUVW#T3#;HK3L(E$!) , respectivamente. Paso 6. Calcular la energía producida final y el consumo real final. La energía producida final es la potencia real final que produce la GEHP corregida por temperatura y por el factor de carga parcial real, calculada mediante la ecuación (60). XUNMYíO"!MT[WJ\[OKRJ#; =!D9?@(100%IJK)·E$!D9?@ (60) $TUVW#T"MNOP"I\UOP =!D9?@(100%IJK)·"E$!D9?@ ·$TUVW#T3#;HQ(&M=,&N9)·$TUVW#T3#;HK3L(E$!) ]3#; (61) Siendo: - ]3#; . El rendimiento de calefacción, se estima constante e igual a 1,31. Paso 7. Calcular si la GEHP tiene capacidad suficiente para cubrir la demanda de calefacción. Para ello, la energía final producida tiene que ser superior a la demanda de calefacción. En caso de que no tenga capacidad suficiente, se calcula el defecto de demanda de calefacción. Paso 8. Calcular la temperatura de salida del agua para cubrir la demanda de calefacción, "&)*HOC'. Una vez calculado el factor de carga real, y la potencia real que la máquina produce, se determina con la ecuación (62). &)*HOC'(2)=&+,(2)+XUNMYíO"!MT[WJ\[OKRJ#;(2) 8)*(2)· $% 3600 (62) 35 Caracterización, integración y evaluación del esquema de bomba de calor a gas Es preciso mencionar que la temperatura de entrada a la GEHP es igual a la temperatura del paso de tiempo anterior correspondiente. Su valor depende la válvula 8 y válvula 5. Paso 9. Calcular la temperatura de salida del condensador, para ello se verifica si la temperatura anterior está dentro de los límites establecidos por las temperaturas límite de producción de agua caliente, "&P\#3#; . - Si &)*HOC' >&P\#3#; . Entonces: &)* =&P\#3#; - Si &)*HOC' <&P\#3#; . Entonces: &)* =&)*HOC' Los pasos 8 y 9 presentan diferencias respecto modo de refrigeración. Por lo que se expone a continuación: El paso 8 en modo refrigeración, cálculo de la temperatura de salida del evaporador queda recogido en la ecuación (63). &)*HOC'(2)=&+,(2)−XUNMYíO"!MT[WJ\[OKRJ#;(2) 8)*(2)· $% 3600 (63) Siendo todos los parámetros de la ecuación los propios del régimen de refrigeración. Y el paso 9 en modo refrigeración, cálculo de la temperatura de salida de evaporador, hay que comprobar que dicha temperatura no es inferior a la temperatura límite de producción de agua fría: - Si &)*HOC' <&P\#8CK . Entonces: &)* =&P\#8CK - Si &)*HOC' >&P\#8CK . Entonces: &)* =&)*HOC' Por último, hay que calcular la temperatura de salida del lazo de producción de ACS, mediante la recuperación del calor residual del motor de combustión. Para ello, hay que determinar la potencia final de recuperación de ACS para el modo de calefacción, y el modo de refrigeración. Se va a detallar el procedimiento de cálculo para el modo de calefacción, siendo para análogo para el régimen de refrigeración. Paso 1. Calcular de la curva correcta de ACS en calefacción en función de la temperatura de salida del agua y de la temperatura de bulbo húmedo. $L!#3$HQH3#; ( &M=,&N9 ). Paso 2. Mediante la ecuación (64) se calcula la potencia real para un factor de carga parcial del 100%., denominado como "!MNOP#3$8C3 ( 100%"IJK ). !MNOP#3$8C3(100%"IJK)="$L!#3$HQH3#;(&M=,&N9)·!O-=9ñ</3#; ·,#3$ (64) Siendo: - ,#3$ =0,45 . La relación calor recuperado, que se define como el cociente entre la potencia de ACS recuperado y la potencia de calefacción. Paso 3. Se calcula la curva correctora de ACS en función del factor de carga parcial, denominado como $L!#3$HK3LH3#; ( E$! ). Paso 4. Se calcula del factor de carga parcial necesario para cubrir la demanda, denominado como E$!O9B , mediante la ecuación (65). E$!O9B =G#3$ !MNOP#3$8C3(100"%"IJK) (65) Siendo: - G#3$ . La demanda de ACS en [W]. La demanda de ACS se determina de la mediante la ecuación (66). Metodología 36 G#3$(2)=8#3$(2)·$%·&\#K#3$ −&?>S?/D9%<=(2) 3600 (66) Siendo: - 8#3$ . El caudal de ACS que demanda el edificio en cuestión, por tanto, es conocido. Las unidades están en [l/h]. - &\#K#3$ . Temperatura de impulsión de ACS, su valor está recogido en la ficha técnica de la GEHP, por tanto, su valor es constante. - &?>S?/D9%<= . Temperatura del agua de reposición, depende de la zona climática, por tanto, es conocida. Paso 5. Se calcula el factor de carga parcial real con el que opera la GEHP. El proceder es idéntico al explicado en el cálculo del factor de carga parcial real para el modo calefacción. Paso 6. Se calcula la potencia real final, denominado como !MNOPKRJ#;H#3$ , mediante la ecuación (67). !MNOPKRJ#;H#3$ =!MNOP#3$8C3(100%"IJK)·$L!#3$HK3LH3#;(E$!) (67) Paso 7. Se calcula la temperatura de salida del lazo de producción de ACS, suponiendo que se aprovecha todo el calor residual, denominado como &+)H8C$ , mediante la ecuación (68). &+)H8C$ ( 2 ) =&++ ( 2 ) +!MNOPKRJ#;H#3$ ( 2 ) 8++" ( 2 ) 3600 "·$% (68) Cabe destacar que la temperatura de entrada al lazo de producción de ACS de la GEHP es igual a la temperatura del paso de tiempo anterior correspondiente. Depende de la válvula 4, por tanto: - Si <,=1. Por lo que: &++ ( 2 ) =&+*(2−1) . Proviene del intercambiador 4 - Si <,=0." Por lo que: &++ ( 2 ) =&1(2−1) . Proviene del intercambiador 1. Paso 8. Se calcula la temperatura de salida del lazo de producción final, "&+) . Para ello hay que verificar si es inferior a la temperatura límite de producción de ACS, &;-B/#3$ . - Si "&+)H8C$ >&;-B/#3$ . Entonces: &+) =&;-B/#3$ . - Si "&+)H8C$ <&;-B/#3$ . Entonces: &+) =&+)H8C$ . Debido a que sólo existe una temperatura límite de producción de ACS para los modos de calefacción y refrigeración. El paso 8 es idéntico. 2.2.3.1 Resolución de los depósitos de inercia de la GEHP Una vez calculada dicha temperatura, se está en disposición de calcular la temperatura de acumulación de los depósitos 1 y 2. Para ello, se calculan la potencia de entrada como: - Depósito 1. La potencia de entrada del depósito 1 se determina mediante la ecuación (69). !)+(2)=8)+(2) 3600 ·;·$%·=&)+(2)−+(2−1)> (69) Siendo: - !)+ ( 2 ). Potencia de entrada al depósito 3, cuyas unidades son [W]. - + ( 2−1 ). La temperatura de acumulación del depósito 1 del paso de tiempo anterior, cuyas unidades son [℃] . 37 Caracterización, integración y evaluación del esquema de bomba de calor a gas - 8)+(2) Caudal de entrada al depósito13, , cuyas unidades son @ @ A A. Por tanto, la temperatura de acumulación se calcula mediante la ecuación (70). +(2)"=+(2−1)+!)+(2)·∆2 ;·$%·< (70) Siendo: - ∆2 . Paso de tiempo, en segundos. - < . Volumen del depósito 1, en litros. - Depósito 2. . La potencia de entrada del depósito se determina mediante la ecuación (71) y la temperatura de acumulación se calcula mediante la ecuación (72) !))(2)=8))(2) 3600 ·;·$%·=&))(2)−,(2−1)> (71) ,(2)"=,(2−1)+!))(2)·∆2 ;·$%·< (72) Cabe destacar que, en ambos depósitos, la temperatura de salida es igual a la temperatura de acumulación. 2.2.4 Curvas de comportamiento Las curvas de comportamiento permiten calcular el rendimiento real de la GEHP. Ya que caracterizan el comportamiento térmico del sistema en términos de capacidad térmica, consumo de electricidad y de gas, y recuperación de energía en función de la variación de las condiciones de operación, factor de carga parcial y temperatura de impulsión del agua respecto a los datos nominales. Estos valores se obtienen del catálogo del fabricante. Debido a ello, el valor de una variable se determina como el producto de su valor nominal y el valor de la curva de comportamiento correspondiente. Por ejemplo, la capacidad de calefacción se calcula mediante la ecuación (73). !G?@,D9?@ =!G?@,.<B ·E$!·$$_JOP (73) Siendo: - !G?@,D9?@ . La capacidad de calefacción real. - !G?@,.<B . La capacidad de calefacción nominal - E$! . El factor de carga parcial se define como el cociente entre la potencia real suministrada y la potencia nominal del equipo. - $$_JOP . Curva correctora de la capacidad de calefacción, que se define como la variación de la capacidad de calefacción en función de la temperatura del agua de salida y de la temperatura del bulbo húmedo exterior, para un factor de carga parcial del 100%. Las curvas dependen del clima, temperatura exterior, y del factor de carga parcial con el que opera la máquina. En concreto, cuando el sistema opere en régimen de calefacción, las curvas correctoras son función de la temperatura de impulsión de agua y de la temperatura de bulbo húmedo exterior. Mientras que, en régimen de refrigeración, las curvas correctoras dependen de la temperatura de impulsión del agua y de la temperatura exterior seca. Para obtener los coeficientes de cada una de las curvas que aparecen en dicha tabla, se realiza lo siguiente Metodología 44 Dicha relación es un parámetro de diseño que se calcula como el cociente entre la potencia de diseño de refrigeración y calefacción, y se estima en un 0,86. Por tanto: !OR$CÑWH8CK =!OR$CÑWH3#; ·,D9G?@ =87,4"ef (87) Siendo: - ,D9G?@ =0,86 . Para calcular la potencia de diseño de ACS recuperado se utiliza la ecuación (88), y depende de la relación de calor recuperado, ",#3$ . Es un parámetro que se define como la potencia de ACS recuperado entre la potencia de calefacción, se estima en 0,45. Se calcula de la siguiente manera: !OR$CÑWH#3$ =!OR$CÑWH3#; ·,#3$ =45,8"ef (88) Siendo: - ,#3$ =0,45" El diseño del caudal de la bomba de ACS se realiza mediante el salto de temperaturas en el lazo de recuperación de ACS, "∆$ . Es un parámetro de diseño, y se estima en 20"℃ . Este es el caudal de diseño de la bomba 2, se calcula mediante la ecuación (89). 8#3$HO =!OR$CÑWH#3$ $%·∆$ =1938,72"iP ℎk (89) Siendo: - ∆$ =20℃ . 2.3.2 Dimensionado de las calderas de apoyo El cálculo de la potencia de diseño de la caldera 1 se recoge en la ecuación (90). Depende de la demanda máxima de ACS, es decir, dicha potencia es función de el caudal máximo de ACS. Por tanto, se selecciona el selecciona el caudal de ACS máximo y la temperatura del agua de reposición correspondiente a dicho paso de tiempo. !OR$CÑWH3?@E9D?/* =8#3$ '#( ·;·$%·(&R'LH#3$ −&)2)=25,45""ef (90) Siendo: - 8#3$ '#( =405.86"P/ℎ . Caudal de demanda de ACS máximo. - &R'LH#3$ =60"℃ . Temperatura de impulsión de ACS. - &)2 =20℃ . Temperatura de agua de reposición El diseño del caudal de la bomba de la caldera 1 se realiza mediante el salto de temperaturas en dicha caldera, "∆&3?@E9D?/* . Es un parámetro de diseño, y se estima en 20"℃ . Este es el caudal de diseño de la bomba 1, se calcula como: 83?@E9D?/*HO =!OR$CÑWH3?@E9D?/* $%·∆&3?@E9D?/* =1055,24 i P ℎ k Siendo: - ∆&3?@E9D?/* =20"℃" La caldera 2 se dimensiona para que cubra el 50% de la demanda punta de calefacción del edificio. !OR$CÑWH3?@E9D?/) =87,34"ef El diseño del caudal de la bomba de la caldera 2 se realiza mediante el salto de temperaturas en dicha caldera, "∆&3?@E9D?/) . Es un parámetro de diseño, y se estima en 10"℃ . Este es el caudal de diseño de la bomba 11, se calcula como: 45 Caracterización, integración y evaluación del esquema de bomba de calor a gas 83?@E9D?/)HO =!OR$CÑWH3?@E9D?/) $%·∆&3?@E9D?/) =3"763,17 i P ℎ k Siendo: - ∆&3?@E9D?/) =10"℃" 2.3.3 Dimensionado de la enfriadora La enfriadora se diseña con una capacidad frigorífica tal que cubra el 40 % de demanda punta de refrigeración. !OR$CÑWHC.ID-?E<D? =GMNILUJQ# · ( 1−EG ) =109"ef El diseño del caudal de la bomba de enfriadora se realiza mediante el salto de temperaturas en dicha equipo, "∆&C.ID-?E<D? . Es un parámetro de diseño, y se estima en 5"℃ . Este es el caudal de diseño de la bomba 8, se calcula mediante la ecuación (91). 8C.ID-?E<D?HO =!OR$CÑWHC.ID-?E<D? $%·∆&C.ID-?E<D? =18787,36"iP ℎk (91) Siendo: - ∆&C.ID-?E<D? =5"℃" 2.3.4 Dimensionado de las bombas de circulación En primer lugar, se procede a dimensionar la bombas de circulación del circuito de calefacción y refrigeración. Para el dimensionado de la bomba de impulsión situada en el circuito de calefacción se utiliza la demanda punta de calefacción y un salto de temperatura de 15"℃ . El caudal de diseño de la bomba 10 se calcula con la ecuación (92). 8X*2HO =GJOPLUJQ# $%·∆&3#; =9845,85iP ℎk (92) Siendo: - ∆&3#; =15℃ Siguiendo el mismo procedimiento, para la bomba de impulsión del circuito de refrigeración, es decir, la bomba 9, se calcula aplicando la ecuación (93). 8X7HO =GMNILUJQ# $%·∆&3#; =20"874,84"iP ℎk (93) Siendo: - ∆&8CK =15℃ En segundo lugar, se procede a dimensionar las bombas de circulación del lazo de producción de ACS. La bomba 6 es la encargada de forzar la circulación a través del intercambiador 4, está situada entre el colector de agua caliente y dicho intercambiador. Para dimensionarla se utiliza la potencia de ACS recuperada y suponiendo que el salto de temperatura que se produce en el intercambiador 4 es igual a 5℃ . Aplicando la ecuación (94) se calcula el caudal de la bomba 6. 8X5HO =!OR$CÑWH#3$ $%·∆&R.!/, =7754,91iP ℎk"" (94) Siendo: - ∆&R.!/, =5℃ Metodología 46 Para el dimensionado de las bombas del lazo de calentamiento de ACS, es decir, bombas 4 y 5, se selecciona la demanda punta del caudal de ACS, ecuaciones (95) y (96) . De tal manera, se asegura que la bomba va a tener siempre capacidad suficiente. Por tanto: 8X,HO =GL$oLUJQ# =405,86iP ℎk""" (95) 8X1HO =GL$oLUJQ# =405,86iP ℎk (96) 2.3.5 Dimensionado de los depósitos acumuladores Para dimensionar los depósitos acumuladores se utiliza una relación entre el volumen de acumulación y la potencia, ",@-!D<HYZ/ . Es un parámetro de diseño y representa la capacidad térmica de cada litro acumulado, está ligado a la capacidad térmica de la unidad GEHP se fija en "40 @ @ YZ A. Para el depósito acumulación de ACS, el volumen se calcula con la ecuación (97). <#3$ =!OR$CÑWH#3$ ·",@-!D<HYZ/=1800"P\2MTV (97) El volumen de acumulación de los depósitos 1 y 2 se calcula aplicando las ecuaciones (98) y (99). <O9%H* =!OR$CÑWH8CK ·",@-!D<HYZ/=3440"P\2MTV (98) <O9%H) =!OR$CÑWH3#; ·",@-!D<HYZ/=4000"P\2MTV (99) Siendo: - ,@-!D<HYZ/=40 @ YZ 2.4 Control El control de la instalación se realiza en función de las magnitudes del paso de tiempo anterior. Se comienza describiendo el control del lazo de producción de ACS. En cuanto al control de las bombas 4 y 5. La bomba 4 funciona cuando haya demanda de ACS, mientras que la bomba 5 funciona cuando la bomba 4 no funcione. Hay que mencionar que, por la bomba 4 circula el agua de reposición o la recirculación del agua procedente del depósito 3 (ACS). Esto se debe a que la válvula 10 es de tres vías todo-nada, por lo que no permite que se produzca la mezcla de ambas corrientes. En cuanto a los intercambiadores 1 y 2. La corriente de agua del lado frio entrará cuando funcionen las bombas 3 y 2 respectivamente, y, cuando se cumpla que la temperatura de entrada en el lado frío sea inferior a la temperatura de entrada en el lado caliente menos la cercanía de dicho intercambiador, evitando así los entrecruzamientos. La bomba 3 funciona cuando está activado el modo refrigeración. Mientras que la bomba 2 funciona siempre que opere la GEHP, excepto cuando en modo calefacción, la bomba 6 esté activa. Es importante decir que esto sucede cuando los tanques de ACS están llenos a la temperatura de acumulación. El agua circula siempre por el intercambiador 3 ya que no tiene una válvula de 3 vías a la entrada. Sin embargo, la caldera 1 opera siempre que la temperatura de acumulación del tanque de ACS sea inferior a la temperatura de consigna de dicha caldera. A continuación, se procede a describir el control del resto de la instalación. La bomba 6 funciona siempre que la instalación se encuentra trabajando en modo calefacción y cuando el depósito de ACS se encuentre lleno a la temperatura de acumulación. Por otro lado, cuando dicha bomba esté 47 Caracterización, integración y evaluación del esquema de bomba de calor a gas en funcionamiento, la válvula 3, y en consecuencia la válvula 4, permiten la circulación por la corriente 30 y 31. La bomba 7 tiene que funcionar siempre que la GEHP esté operando, ya que es la encargada de forzar la circulación a través del condensador, en calefacción, y evaporador en refrigeración. En concreto, en modo calefacción, la GEHP arranca cuando la temperatura de retorno del circuito de calefacción sea inferior a 35ºC. En modo refrigeración, la GEHP arranca cuando la temperatura de retorno de refrigeración sea superior a 12ºC. Por otro lado, es importante aclarar que, siempre que funcione la bomba 3 tiene que funcionar la bomba 7, ya que la bomba 3 es la encargada de forzar la circulación desde el lazo de producción de ACS hasta la GEHP. La bomba 8, situada aguas arriba de la enfriadora, funciona cuando, la temperatura de retorno del circuito de refrigeración sea superior a 14 ºC. La bomba 9, situada en el circuito de refrigeración, funciona cuando la instalación esté operando en el modo de refrigeración y exista demanda de refrigeración. Análogamente, la bomba 10, situada en el circuito de calefacción, funciona cuando el sistema esté operando en el modo de calefacción y exista demanda de calefacción. Por último, la bomba 11, situadas aguas arriba de la caldera 2, funciona cuando dicha caldera opere, y esto se produce cuando la temperatura de retorno del circuito de calefacción es inferior a 33 ºC. Para explicar el funcionamiento de las válvulas, cabe destacar que todas son válvulas de tres vías que permiten que circule todo el caudal o nada. Para ello, se parte de la GEHP. En primer lugar, se analiza la válvula 7, que es la que permite la circulación de agua hacia el depósito 1 cuando la instalación trabaja en el modo de refrigeración. Por otro lado, cuando opera en el modo de calefacción y producción de ACS permite la circulación hacia el depósito 2. Hay que señalar que la válvula 7 y 8 siempre van a tener el mismo valor. Por ejemplo, si la 7 tiene el valor 0, quiere decir que el agua circula hacia el depósito 1, pues la válvula 8 también tiene el valor 0, que significa que el agua procede del colector de agua fría. La válvula 6 opera cuando la instalación se encuentre en el modo de calefacción o producción de ACS. En concreto, cuando esté en calefacción, la válvula 6 permite la circulación hacia el colector de agua caliente. En caso contrario, cuando trabaje esté en el modo de producción de ACS, el agua circula hacia el intercambiador de calor 1. Cabe destacar que la válvula 5 y 6 tienen siempre el mismo valor. De tal manera, si la válvula 6 es igual a la unidad, significa que el agua circula hacia el colector de agua caliente, así que la válvula 5, con valor igual a la unidad, provoca que el fluido que por el que es atravesado sea el que proviene de dicho colector. Respecto al lazo de producción de agua caliente sanitaria, se analiza el funcionamiento de las válvulas 3 y 4. Si la instalación opera en modo calefacción y la temperatura del depósito 3, el de acumulación de ACS, es inferior a 60ºC el agua se dirige hacia el intercambiador de calor 2. Si la temperatura de acumulación de dicho depósito supera los 60 ºC, la válvula 3 cambia la dirección del fluido, dirigiéndolo hacia el intercambiador de calor 4. Como en los casos anteriores, estas dos válvulas tienen siempre el mismo valor. Los intercambiadores 1 y 2 poseen cada uno una válvula de 3 vías a la entrada. La válvula 1 permite la circulación de agua hacia el intercambiador de calor 1 cuando la bomba 3 y 4 estén activas. Cabe destacar que cuando la GEHP no funcione, la válvula 1 tiene que impedir la circulación del agua a través del intercambiador 1. Mientras que la válvula 2, situada a la entrada del intercambiador 2, permite la entrada de agua cuando la bomba 2 y 4 estén activas. Al igual que la válvula 1, cuando la GEHP no funcione, la válvula 2 no permite la circulación de fluido a través del intercambiador 1. Cabe destacar que la válvula 1 y 2 no tienen por qué tener el mismo valor, como ocurre en los casos anteriores. Metodología 48 Por último, se analiza el funcionamiento de las válvulas 9 y 10. La válvula 9, ubicada aguas abajo del depósito de acumulación de ACS, permite el paso del agua hacia el edificio siempre que exista demanda de ACS. En caso contrario, dicha válvula es la responsable de recircular el agua hacia el lazo de producción de ACS, estando la bomba 5 en funcionamiento. Respecto a la válvula 10, es la encargada de suministrar agua de reposición al circuito, siendo necesario dicho suministro cuando exista demanda de ACS, ya que el agua del depósito acumulador 3 se dirige hacia el edificio. 3 ANÁLISIS DE SENSIBILIDAD Y PRUEBAS AL EXCEL En este apartado se procede a exponer el análisis de sensibilidad del presente trabajo. El análisis de sensibilidad realizado consiste en que comprobar que la instalación se comporta siguiendo las restricciones impuestas en su control. Para ello, se ha realizado una simulación de la instalación para un día tipo. Cabe subrayar que se realiza la simulación de un solo día para mayor claridad de los resultados. Para realizar la simulación, se ha seleccionado un edificio tipo bloque manzana situado en la zona climática D3. Se requiere los valores climáticos correspondientes a 2021 de dicha zona climática, tales como temperatura de agua de reposición, temperatura seca exterior, temperatura húmeda exterior y humedad exterior. Además se requiere la demanda de calefacción, refrigeración, y ACS del edificio seleccionado. 3.1 Modo 2. Producción ACS A continuación se describen los fundamentos de control del modo 2 producción de ACS. La demanda de ACS se combate según la siguiendo el orden de prioridad: - GEHP. - Recuperación de GEHP. - Caldera de apoyo. Si la temperatura de acumulación del depósito de ACS es inferior a la temperatura de acumulación fijada, 60ºC, la instalación se encargará de elevar la temperatura de acumulación hasta la de consigna siguiendo el orden de prioridad establecido para la producción de ACS. Si la temperatura de acumulación del depósito 2 es inferior a su temperatura de acumulación fijada, 40ºC, la GEHP arranca. En primer lugar, se realiza el análisis de sensibilidad al modo de producción de ACS, correspondiente al modo de operación 2. Para ello, simula la instalación para un día en el que solo exista demanda de ACS. Cabe destacar que como día tipo se ha seleccionado el 22/05/2021. 3.1.1 GEHP. Se procede a analizar el funcionamiento de la GEHP. Para ello, en la Gráfica 11 se representa los pasos de tiempo en los que la GEHP arranca, el factor de carga parcial necesario para cubrir la demanda y el factor de carga parcial mínimo a lo largo del día tipo. Hay que destacar que se ha representado el factor de carga parcial necesario para cubrir la demanda en vez del real ya que, si el factor de carga parcial necesario para cubrir la demanda es menor que el factor de carga mínimo, la GEHP no arranca, es decir, su factor de carga parcial real es nulo. Se observa como en los primeros pasos de simulación, que corresponde con una demanda de ACS pequeña, el factor de carga es menor que el mínimo, por lo que la GEHP no arranca, ocurre exactamente lo mismo entre los pasos de tiempo 80 y 110. Con esto se demuestra que la GEHP no funciona para cualquier demanda de ACS, ya que el comportamiento de la GEHP a bajas carga es inestable e ineficiente. Análisis de sensibilidad y pruebas al Excel 50 Gráfica 11. Funcionamiento GEHP. Modo 2 Es preciso señalar que la GEHP siempre va a cubrir la demanda de ACS, siempre y cuando este operando ya que se ha diseñado en función de la demanda de calefacción, que es mucho superior a demanda de ACS. Por ello no se representa el porcentaje de demanda cubierta por la GEHP. 3.1.2 Recuperación GEHP. Cuando la GEHP no es capaz de cubrir la demanda de ACS, esta debe ser suministrada mediante la recuperación de GEHP. En la Gráfica 12 se muestra los pasos de tiempo en los que la demanda de ACS no se cubre mediante la GEHP y si la recuperación de GEHP cubre dicha demanda. Se observa que en los pasos de tiempo comprendidos entre el número 20 y el 36 la demanda de ACS no se satisface mediante la recuperación de GEHP, y por tanto, ni por la GEHP. Este mismo fenómeno se repite desde el paso de tiempo número 80 hasta el 90. Hay que recalcar que la demanda de ACS no se cubre debido a que el factor de carga parcial necesario para cubrir la demanda es inferior al valor mínimo de ficho factor, por tanto, el factor de carga parcial real de la recuperación de calor es nulo. Tal y como ocurre en el funcionamiento de la GEHP para producción de ACS 3.1.3 Caldera 1 A continuación, se realiza el análisis de sensibilidad sobre la caldera 1, para ello se han supuesto el valor del paso inicial de las siguientes variables: - Temperatura de acumulación del depósito de ACS, depósito 3. - Temperatura de salida de la caldera 1, corriente 10. - Temperatura de entrada a la caldera 1, corriente 9. 0 0,05 0,1 0,15 0,2 0,25 0 1 1 9 17 25 33 41 49 57 65 73 81 89 97 105 113 121 129 137 145 FCPGEHP Paso de tiempo Arranque GEPH FCP DEMANDA FCP MIN 51 Caracterización, integración y evaluación del esquema de bomba de calor a gas Gráfica 12. Demanda cubierta por recuperación GEHP. Modo 2 La caldera 1 satisface la demanda de ACS cuando no se satisface mediante la GEHP y la recuperación de calor de la GEHP, principalmente esto ocurre cuando el factor de carga parcial es menor que el mínimo necesario para operar. En la Gráfica 13 se comprueba que la caldera 1 suministra todo el defecto de ACS que no ha sido capaz de satisfacerse mediante la GEHP y la recuperación de GEHP. Es importante señalar que, siguiendo el orden de suministro de ACS, los pasos de tiempo en los que no se cubra la demanda de ACS con la caldera, son pasos de tiempo que no se ha cubierto la demanda en la instalación. Conviene destacar que el porcentaje de demanda cubierta depende de la temperatura de consigna de la caldera 1 y de la temperatura de impulsión de ACS de la instalación. De tal forma que, mayor temperatura de impulsión de ACS, se requiere una mayor temperatura de consigna de la caldera. Los resultados obtenidos son para una temperatura de consigna de la caldera de 60ºC y para una temperatura de impulsión de ACS de 60ºC. Gráfica 13. Demanda ACS cubierta por la caldera 1. Modo 2. 0 1 1 8 15 22 29 36 43 50 57 64 71 78 85 92 99 106 113 120 127 134 141 Cubre ACS Paso de tiempo de simulación Cubre Recuperación GEHP Demanda no cubierta por GEHP 0 1 1 7 13 19 25 31 37 43 49 55 61 67 73 79 85 91 97 103 109 115 121 127 133 139 145 Cubre Paso de tiempo de simulación Demanda cubierta por la caldera 1 cuando hay defecto de ACS Demadna no cubierta por GEHP y recuperación de GEHP Análisis de sensibilidad y pruebas al Excel 52 3.1.4 Depósito acumulación ACS. A continuación, se procede a analizar la temperatura de acumulación del depósito de ACS, depósito 3 en el esquema de la instalación. En primer lugar, la temperatura de acumulación de los depósitos depende de la temperatura inicial, esto se debe a que los depósitos de acumulación son elementos con inercia, y por tanto, depende del instante de tiempo anterior. Debido a esta característica intrínseca de los depósitos, hay que suponer una temperatura inicial para llevar a cabo la simulación horaria. Para calcular la temperatura inicial del depósito de ACS se realiza un proceso iterativo, dicho proceso consiste realizar una primera simulación suponiendo la temperatura inicial. A continuación se realiza una otra simulación horaria, en la que la temperatura inicial es la temperatura final del día tipo de la simulación anterior. Este proceso hay que repetirlo hasta que se cumpla que el balance de energía en el depósito de acumulación de ACS es nulo a lo largo del día tipo. Por tanto, se concluye que el depósito ni se calienta ni se enfría a lo largo del día tipo, lo cual significa un hecho positivo. En la Tabla 8 se recoge el proceso iterativo seguido. Simulación Temperatura inicial Temperatura final 1 40 52,2 2 52,2 53,4 3 53,4 53,5 5 53,5 55,3 6 55,3 55,5 7 55,5 55,5 Tabla 8. Iteraciones para el cálculo de la temperatura inicial de ACS. Modo 2. En la Gráfica 14 se muestra la evolución del depósito de ACS a lo largo del día de tipo para una temperatura inicial de 55,5ºC. Gráfica 14. Temperatura acumulación ACS. Modo 2. En la Gráfica 15 se muestra la evolución de la temperatura del depósito de ACS a lo largo del día tipo en la primera iteración. Se observa que la temperatura inicial y final difieren, por lo que el balance de energía a lo largo del día tipo no es nulo. 30 35 40 45 50 55 60 1 7 13 19 25 31 37 43 49 55 61 67 73 79 85 91 97 103 109 115 121 127 133 139 145 T (ºC) Paso de tiempo de simulación Tempera tur a acumulación ACS 53 Caracterización, integración y evaluación del esquema de bomba de calor a gas Gráfica 15.Temperatura acumulación ACS iteración 1. Modo 2. Cabe destacar que los resultados obtenidos para la temperatura de acumulación del depósito de ACS no dependen de los valores del paso inicial de simulación de la temperatura de la corriente de entrada a la caldera (corriente 9) y de salida de la caldera (corriente 10), ya que la potencia requerida por la caldera es menor que la potencia nominal de dicha caldera, por lo que la temperatura de salida de la caldera 1 es igual a la temperatura de consigna de dicha caldera. Cabe destacar que la temperatura de la de salida de la caldera (corriente 10) depende del instante anterior debido a la caldera, que es un elemento que posee inercia, el intercambiador 1 no influye en la dependencia de dicha temperatura con el instante de anterior de simulación. Es por ello, que la temperatura de salida al intercambiador 1 en el lado frío (corriente 12) no depende de la temperatura de entrada del intercambiador 1 (corriente 9) del paso anterior. 3.1.5 Depósito de inercia de la GEHP. Una vez analizado el depósito de acumulación de ACS, se analiza el depósito de inercia de la GEHP, es decir, depósito 2. El procedimiento de cálculo de la temperatura inicial de acumulación es idéntico al realizado para el depósito de ACS. En la Tabla 9 se expone las iteraciones realizas para calcular dicha temperatura inicial de simulación. Iteración Temperatura inicial Temperatura final 1 30 34,73 2 34,73 35,96 3 35,96 36,28 4 36,28 36,3 Tabla 9. Iteraciones para el cálculo de la temperatura inicial depósito 2. Modo 2. Para ello, en la Gráfica 16 se recoge la evolución temporal de la temperatura de acumulación del depósito 2, así como los pasos de tiempo en los que la GEHP arranca, tal y como se comento anteriormente, se cubre la demanda de ACS. Se observa que cuando la temperatura de acumulación es inferior a 40ºC la GEHP arranca, menos desde el paso de tiempo número 85 al 113, que la GEHP no arranca por tener un factor de carga parcial necesario para cubrir la demanda inferior al mínimo. 30 35 40 45 50 55 1 7 13 19 25 31 37 43 49 55 61 67 73 79 85 91 97 103 109 115 121 127 133 139 145 T (ºC) Paso de tiempo de simulación Temperatur a acumulación ACS Análisis de sensibilidad y pruebas al Excel 60 valor es de 1,2, por tanto, la temperatura de salida de la GEHP, y por consiguiente, la temperatura de acumulación del depósito 2 alcanzan valores máximos. Además, existe un pequeño desfase entre la demanda de calefacción máxima y la temperatura de acumulación máxima, este hecho se debe a la inercia del depósito, ya que el cálculo de la temperatura de acumulación en el instante de tiempo actual depende de la temperatura de acumulación en el instante de tiempo anterior. Por otro lado, se observa que la temperatura de acumulación del depósito 2 no supera los 50ºC, ya que como se describe en el control del modo calefacción, cuando la temperatura es superior a 50ºC la GEHP se para. Iteración Temperatura inicial Temperatura final 1 30 38,5 2 38,5 38,2 3 38,2 37 4 38,2 38,2 Tabla 11.Iteraciones para el cálculo de la temperatura inicial depósito 2. Modo 1. Gráfica 24. Temperatura acumulación depósito 2 y demanda de calefacción. Modo 1. 3.2.5 Recuperación GEHP y caldera 1 para cubrir la demanda ACS. Con respecto a la demanda de ACS, se procede a analizar los pasos de tiempos en los que opera cada equipo y si la demanda de ACS queda satisfecha. Para ello, en la Gráfica 25 se muestra la evolución temporal de la de la demanda de ACS, y cuando opera la recuperación de GEHP y la caldera 1. 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 0 10 20 30 40 50 60 1 10 19 28 37 46 55 64 73 82 91 100 109 118 127 136 145 Demanda calefacción (kW) T(ºC) Paso de tiempo de simulación Temperatur a acumulación depósito 2 Demanda calefacción (kW) 61 Caracterización, integración y evaluación del esquema de bomba de calor a gas Gráfica 25. Recuperación GEHP y caldera 1. Modo 1. Tal y como se describe en el control del modo calefacción, la demanda de ACS se suministra en primer lugar mediante la recuperación de GEHP y, en segundo lugar, la caldera 1. Esta restricción sobre el control de la instalación se cumple. Es importante decir que la recuperación de GEHP deja de operar en el intervalo de tiempo (15,40) debido a que el factor de carga necesario para cubrir la demanda de la GEHP es inferior al factor de carga mínimo. Es coherente ya que dicho intervalo de tiempo coincide con la demanda de ACS mínima. En la Gráfica 25 se puede apreciar que en el intervalo de pasos de tiempo (2,15) la recuperación de GEHP opera. Sin embargo, si se acude a la Gráfica 17 se observa que la GEHP no opera en modo calefacción en ese intervalo de tiempo, ya que la temperatura de retorno del circuito de calefacción es superior a 35ºC. Además, la recuperación de GEHP y la caldera 1 operan simultáneamente cuando la demanda de ACS es superior a 8,6 kW. Por último, cabe destacar que la demanda de ACS se satisface a lo largo de todo el día tipo. 0 5 10 15 20 25 30 0 1 1 9 17 25 33 41 49 57 65 73 81 89 97 105 113 121 129 137 145 Demanda (kW) Opera Paso tiempo simulación Recuperación GEHP Caldera 1 Demanda ACS (kW) Análisis de sensibilidad y pruebas al Excel 62 3.3 Modo 3. Refrigeración. En este apartado se procede a realizar el análisis de sensibilidad del modo refrigeración. Para ello, el funcionamiento de la instalación debe seguir los fundamentos del control de dicho modo y debe presentar resultados lógicos desde el punto de vista energético. Para este análisis de sensibilidad, se ha seleccionado como día tipo el 22/07/2021, que solo presenta demanda de refrigeración y demanda de ACS. Los fundamentos del control del modo refrigeración son los siguientes: La refrigeración se suministra mediante GEHP prioritariamente y mediante la enfriadora cuando la GEHP no sea capaz de satisfacer toda la demanda de refrigeración. En cambio, la demanda de ACS se satisface mediante la recuperación de GEHP y caldera de apoyo, es decir, caldera 1. - Cuando la temperatura de retorno del circuito de frío, corriente 40, es superior a 12ºC se activan la bomba 7 y arranca la GEHP. - Cuando la temperatura de retorno del circuito de frío, corriente 40, es superior a 14ºC se activan la bomba 8 y arranca la enfriadora. - Respecto al depósito de inercia de la GEHP, depósito 1. Cuando la temperatura de acumulación en la parte inferior del depósito 1 es inferior a 7ºC, la GEHP se para. Por otro lado, cuando la temperatura de acumulación en la parte inferior del depósito 1 es superior a 10ºC la GEHP arranca. - El calor residual de la GEHP se destina a satisfacer la demanda de ACS. En caso de no ser necesaria la aportación del calor residual de la GEHP, éste se disipa en el circuito de disipación propio de la GEHP. Tras realizar la simulación a lo largo del día tipo, los resultados a destacar son los siguientes. 3.3.1 GEHP y enfriadora. A continuación, se procede a analizar cuando arranca la GEHP y la enfriadora. Respecto a la GEHP, en la Gráfica 26 se representa el cuando de la GEHP, cuando la demanda de refrigeración no se cubre por la GEHP, y la demanda de refrigeración. en primer lugar, se observa que a partir del paso de tiempo 40, la GEHP arranca sin haber demanda de refrigeración, esto se debe la demanda de ACS. Tal y como se describe en el control del modo refrigeración, la demanda de ACS se satisface prioritariamente por la recuperación de GEHP y si se requiere, por la caldera 1. En segundo lugar, se observa que la GEHP no satisface la demanda de refrigeración cuando es máxima, esto es coherente, ya que cuando el equipo de apoyo, la enfriadora, se utiliza para cubrir los picos de demanda de refrigeración. 63 Caracterización, integración y evaluación del esquema de bomba de calor a gas Gráfica 26. Funcionamiento GEHP. Modo 3. En la Gráfica 27 se representa los pasos de tiempo en los que la enfriadora arranca y la evolución del defecto de refrigeración de la GEHP. Se observa como la demanda no se satisface alrededor del paso de tiempo 100, esto sucede durante dos pasos de tiempo, existiendo un defecto de refrigeración producido por la instalación de 20 kW y de 0,7 kW. Por tanto, la instalación no satisface la demanda de refrigeración en dos pasos de tiempo, por lo que se considera aceptable ya que no se cubre por un periodo de tiempo de 20 minutos. Por otro lado, se aprecia que la enfriadora opera cuando no se tiene defecto de refrigeración, esto se debe a la condición de arranque de la enfriadora impuesta por los fundamentos de control. De tal manera, la enfriadora tiene que arrancar cuando exista demanda de refrigeración y cuando la temperatura de retorno del circuito de refrigeración sea superior a 14ºC. Por tanto, en los pasos de tiempo comprendidos desde 105 hasta 130, existe demanda de refrigeración, aunque no defecto, y la temperatura de retorno es superior a 14ªc, en concreto, su valor oscila en torno a 15ºC. Gráfica 27. Arranque enfriadora. Modo 3. 0 50 100 150 200 250 0 1 1 9 17 25 33 41 49 57 65 73 81 89 97 105 113 121 129 137 145 Demanda (kW) Opera Paso de tiempo de simulación No cubre GEHP Aranca GEHP Demanda de refrigeración 0 20 40 60 80 100 120 140 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1 9 17 25 33 41 49 57 65 73 81 89 97 105 113 121 129 137 145 Demanda (kW) Opera Paso de tiempo de simulación Arranca No cubre Defecto REF por GEHP Análisis de sensibilidad y pruebas al Excel 64 3.3.2 Depósito acumulación ACS. Respecto al depósito de acumulación de ACS, la temperatura de ACS se representa en la Gráfica 28. Se observa como la temperatura al comienzo y al final del día tipo es la misma, por lo que el balance de energía a lo largo del día tipo resulta nulo. La temperatura de acumulación de ACS es de 62,5ºC. Gráfica 28. Temperatura acumulación ACS. Modo 3. 3.3.3 Depósito inercia GEHP para refrigeración Respecto al depósito de inercia de la GEHP para el circuito de refrigeración, es decir, el depósito 1, la temperatura de acumulación se ha calculado siguiendo el mismo proceso descrito en el modo ACS. En la Tabla 12 se muestran las iteraciones necesarias para calcular la temperatura de acumulación del depósito 1. En la Gráfica 29 se muestra la evolución de la temperatura de acumulación a lo largo del día tipo. Tal y como se comento con los depósitos anteriores, la temperatura inicial y final del día tipo es la misma, por lo que el balance de energía es cero. Por otro lado, en la Gráfica 29 se observa que la temperatura de acumulación desciende a 7ºC cuando la existe demanda de refrigeración, es coherente, ya que la GEHP arranca y la corriente 21 es impulsada a la temperatura de consigna de refrigeración de la GEHP. Iteración Temperatura inicial Temperatura final 1 5 9,9 2 9,9 9,9 Tabla 12. Iteraciones para el cálculo de la temperatura inicial depósito 2. Modo 3. 50 55 60 65 70 1 7 13 19 25 31 37 43 49 55 61 67 73 79 85 91 97 103 109 115 121 127 133 139 145 T(ºC) Paso de tiempo de simulación Temperatur a acumulación ACS 65 Caracterización, integración y evaluación del esquema de bomba de calor a gas Gráfica 29. Temperatura acumulación depósito inercia GEHP. Modo 1. 3.3.4 Recuperación GEHP y caldera 1 para cubrir la demanda de ACS A continuación, se procede a analizar el lazo de producción de ACS. Para ello, se analiza cuando arranca la recuperación de GEHP y caldera 1, así como el porcentaje de demanda cubierta por la instalación. cabe destacar que estos resultados dependen fuertemente de la temperatura de consigna de la caldera 1, teniendo un valor igual a 60ºC. En primer lugar, en la Gráfica 30 se representa cuando arranca la recuperación de GEHP, la caldera 1 y la demanda de ACS. Se observa que se cumple el orden de prioridad establecido en los fundamentos del control del modo refrigeración. De tal manera, la demanda de ACS se satisface prioritariamente por la recuperación de GEHP y posteriormente por la caldera 1. Cabe destacar que la recuperación de GEHP no opera en el intervalo de tiempo (9,40) debido a que el factor de carga necesario para cubrir la demanda es inferior al factor de carga mínimo, tal y como sucede en el modo calefacción. Además, es lógico que esto ocurra cuando la demanda de ACS es mínima. Por tanto, se concluye que la instalación funciona siguiendo su modo de control. Gráfica 30. Recuperación GEHP y caldera 1. Modo 3. 0 2 4 6 8 10 12 1 7 13 19 25 31 37 43 49 55 61 67 73 79 85 91 97 103 109 115 121 127 133 139 145 T(ºC) Paso de tiempo de simulación Temperatur a acumulación depósito 1 0 5 10 15 20 25 0 1 1 9 17 25 33 41 49 57 65 73 81 89 97 105 113 121 129 137 145 Demanda (kW) Opera Paso tiempo simulación Recuperación GEHP Caldera 1 Demanda ACS Análisis de sensibilidad y pruebas al Excel 66 Por otro lado, se analiza cuando se cubre la demanda de ACS. Para ello, se exponen la Gráfica 31 y la Gráfica 32. En la Gráfica 31 se muestra el porcentaje de demanda de ACS cubierta por la instalación, es decir, mediante la recuperación de GEHP y caldera de apoyo 1. Se observa que el porcentaje de demanda no cubierta es del 2,78%, lo que corresponde a 4 pasos de tiempo, es decir, un 40 minutos. En la Gráfica 32 se representa el defecto de ACS. Si bien puede parecer un defecto de ACS suficientemente elevado para considerarse inaceptable, el corto periodo de tiempo en el que no se cumple la demanda provoca que se considere aceptable este hecho. Gráfica 31. Porcentaje demanda ACS cubierta. Modo 3. Gráfica 32. Demanda ACS no cubierta. Modo 3. 97,22% 2,78% Cubre instalación No cubre instalación 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 1 7 13 19 25 31 37 43 49 55 61 67 73 79 85 91 97 103 109 115 121 127 133 139 145 ACS (kW) Paso de tiempo de simulación DEFECTO ACS (kW) 67 Caracterización, integración y evaluación del esquema de bomba de calor a gas 4 RESULTADOS DE LA APLICACIÓN En este a apartado se procede a exponer los resultados obtenidos con la herramienta de simulación horaria desarrolla en Excel. Se han simulado un total de 96 casos, correspondientes a 3 tipologías de edificios, 8 zonas climáticas y 4 factores de diseño. Cabe destacar que la temperatura de distribución de calefacción se ha fijado en 45ºC, de refrigeración en 7ºC, y de ACS en 60ºC. Por otro lado, la unidad terminal de calefacción y de refrigeración son equipos tipo fancoil. La tipología de los edificios simulados son las siguientes: - Edificio tipo manzana - Edificio tipo entremedianeras Sur - Aislada Sur Hipótesis: Meses de calefacción: - Zonas frías (C,D,E): noviembre, diciembre, enero, febrero y marzo - Zonas cálidas (A,B): diciembre, enero y febrero Meses de refrigeración: - Zonas frías (C,D,E): junio, julio y septiembre - Zonas cálidas (A,B): junio, julio y septiembre Meses ACS: - Zonas frías (C,D,E): abril, mayo y octubre - Zonas cálidas (A,B): marzo, abril, mayo, octubre y noviembre Los siguientes datos se han obtenido del catálogo PrograsGHP: - La relación entre la capacidad de refrigeración y calefacción es de 0.86. - El rendimiento nominal de calefacción es de 1.31 y el de refrigeración 1.09. - La recuperación de ACS referida a la capacidad de calefacción es del 45% - La caldera de condensación mixta se dimensionará con la potencia de ACS. Los resultados que se muestran a continuación son para la zona climática D3. En primer lugar, se realiza la simulación para el régimen de calefacción. En la Gráfica 33 se muestra la evolución del factor de diseño frente a la fracción de producción de calor de la GEHP para las diferentes tipologías de edificios. La fracción de producción de un equipo se define como la producción de energía durante la estación de calefacción o refrigeración del equipo en cuestión frente a la producción total del esquema. En la Gráfica 33 se observa que la producción de calor es mayor en la tipología Entremedianeras Sur que en las tipologías Manzana y Aislada Sur. A continuación, en la Gráfica 34 se representa el factor de diseño de la GEHP frente a la fracción de ACS cubierta por la GEHP, mientras que en la Gráfica 35 se representa la evolución del factor de diseño de la GEHP frente a la fracción de calor producido por la caldera para una temperatura de trabajo de 60ºC y de 45ºC. En la Gráfica 34 se aprecia como la fracción de ACS cubierta por la GEHP es menor para una temperatura de trabajo de la caldera de 60ºC. Por otro lado, en la Gráfica 35 se puede observar como la fracción Resultados de la aplicación 68 de calor producido disminuye cuando aumenta el factor de diseño de la GEHP para una temperatura de trabajo de 45ºC. Gráfica 33. Factor de diseño GEHP en calor. Gráfica 34. Factor de diseño GEHP en calor. Caldera operando a 60ºC. 69 Caracterización, integración y evaluación del esquema de bomba de calor a gas Gráfica 35. Factor de diseño GEHP en calor. Caldera operando a 45ºC. En segundo lugar, se realiza la simulación para el régimen de refrigeración. En la Gráfica 36 se observa como la fracción de producción de frío aumenta con el factor de diseño de la GEHP alcanzándose el máximo para 0,6. Además, se puede apreciar como la fracción de producción de energía es significativamente mayor en el régimen de refrigeración que en el de calefacción. Por último, se destaca que la producción de frío es mayor para la tipología Manzana. Gráfica 36. Factor de diseño GEHP en frío. En la Gráfica 37 se representa el factor de diseño de la GEHP frente la fracción de ACS cubierta por la GEHP cuando la caldera opera a 60ºC. Mientras que en la Gráfica 38 se muestra el factor de diseño de la GEHP frente a la fracción de producción de frío. En la Gráfica 37 se aprecia como la fracción de ACS cubierta por la GEHP disminuye ligeramente con el aumento de factor de diseño de la GEHP. Por otro lado, en la Gráfica Anexo 76 - Curva 9: Curva correctora de la capacidad de recuperación de ACS en régimen de refrigeración, !"# "!,()(-.* ( %$%, %'/0 ). Tabla 26. Coeficientes de la curva correctora de la capacidad de recuperación de ACS en refrigeración en función de la temperatura. - Curva 10: Curva correctora de la capacidad de recuperación de ACS en régimen de refrigeración, !"# "!,(*!+(-.* ( .!# ). Tabla 27.Coeficientes de la curva correctora de la capacidad de recuperación de ACS en refrigeración en función del factor de carga parcial. Nº COEF Nº VAR P_00 P_10 P_01 P_20 P_11 P_02 E_00 E_00 E_10 E_10 E_01 E_01 E_20 E_20 E_11 E_11 E_02 E_02 Panasonic ECO-g con Hidrokit (U-20GE2E5 + S-500WX2E5) 6,00000 2,00000 0,72208 0,00000 0,00868 0,00039 0,00002 -0,00003 0,00000 0,00000 1,00000 0,00000 0,00000 1,00000 2,00000 0,00000 1,00000 1,00000 0,00000 2,00000 AISIN AXGP450E1-16HP + AWS 16HP-E1(J) P450 6,00000 2,00000 1,12760 0,00000 -0,01734 0,00010 0,00000 0,00041 0,00000 0,00000 1,00000 0,00000 0,00000 1,00000 2,00000 0,00000 1,00000 1,00000 0,00000 2,00000 AISIN AXGP560E1-20HP + AWS 20HP-E1(J) P560 6,00000 2,00000 1,26277 0,00000 -0,02602 0,00000 0,00000 0,00056 0,00000 0,00000 1,00000 0,00000 0,00000 1,00000 2,00000 0,00000 1,00000 1,00000 0,00000 2,00000 AISIN AXGP710E1-25HP + AWS 25HP-E1(J) P710 6,00000 2,00000 1,26277 0,00000 -0,02602 0,00000 0,00000 0,00056 0,00000 0,00000 1,00000 0,00000 0,00000 1,00000 2,00000 0,00000 1,00000 1,00000 0,00000 2,00000 MARCA CURVA 9 - CAP_ACS_T_REF=FUNCION(T_IMP_REF, T_SECA_EXT) Nº COEF Nº VAR P_3 P_2 P_1 P_0 E_3 E_2 E_1 E_0 Panasonic ECO-g con Hidrokit (U-20GE2E5 + S-500WX2E5) 4,00000 1,00000 -0,2840 4,1025 -5,2894 2,4697 0,00000 1,00000 2,00000 3,00000 AISIN AXGP450E1-16HP + AWS 16HP-E1(J) P450 4,00000 1,00000 0,07120 0,93981 -0,21971 0,20726 0,00000 1,00000 2,00000 3,00000 AISIN AXGP560E1-20HP + AWS 20HP-E1(J) P560 4,00000 1,00000 0,18961 -0,11443 1,47017 -0,54688 0,00000 1,00000 2,00000 3,00000 AISIN AXGP710E1-25HP + AWS 25HP-E1(J) P710 4,00000 1,00000 0,18961 -0,11443 1,47017 -0,54688 0,00000 1,00000 2,00000 3,00000 MARCA CURVA 10 - CAP_ACS_FCP=FUNCION(FCP) (REF) 5.2 Análisis de lazo de ACS 5.2.1 Sistema de ecuaciones Se procede a realizar el modelo del modo 2 producción de ACS, cuyo esquema se recoge en la Figura 17. Figura 17. Esquema instalación Modo 2 producción ACS. En cuanto a los intercambiadores, se requieren tres ecuaciones para resolverlos. Con respecto al intercambiador 1, la potencia intercambiada evaluada en el lado frío se calcula mediante la ecuación (100). !!"#!=#$ 3600 · ( · )%·(+&− +$) (100) Por otro lado, la potencia intercambiada evaluada en el lado caliente se caliente mediante las ecuaciones (101) y (102). !!"#!=#' 3600 · ( · )%·(+'− +() (101) !!"#!= .(· /(·))*+ ( 3600 ·(+'− +() (102) Siendo: - ))*+ (,, = min 3 #$· ( · )%;#'· ( · )% 5 Con respecto al intercambiador 2, la potencia intercambiada evaluada en el lado frío se calcula mediante la ecuación (103). !!"#"=#- 3600 · ( · )%·(+.− +-) (103) Anexo 78 78 Por otro lado, la potencia intercambiada evaluada en el lado caliente se calcula mediante las ecuaciones (104) y (105). !!"#"=#/ 3600 · ( · )%·(+/− +0) (104) !!"#"= .'· /'·))*+ ' 3600 ·(+/− +-) (105) Siendo: - ))*+ ',, = min 3 #/· ( · )%;#-· ( · )% 5 Respecto al intercambiador 3, la potencia intercambiada evaluada en el lado frío se calcula aplicando la ecuación (106) !!"##=#1 3600 · ( · )%·(+(2 − +1) (106) Por otro lado, la potencia intercambiada evaluada en el lado caliente se calcula con las ecuaciones (107) y (108). !!"##=#(' 3600 · ( · )%·(+(' − +(() (107) !!"##= /$·))*+ $ 3600 ·(+(2 − +(() (108) Siendo: - ))*+ $,, = min6(#1· ( · )%;#(' · ( · )%) Respecto a la caldera 1. El factor de carga parcial requerido para cubrir la demanda se determina aplicando la ecuación . 7)!34567( =8879 !":;67( (109) En cuanto al factor de carga parcial real con el que opera la caldera 1. Su valor se calcula en función del factor de carga parcial requerido para cubrir la demanda y los valores máximos del mismo. Aporta una ecuación al sistema de ecuaciones. - Si 7)!34567( >7)!58< . Entonces: 7)!=48>67( =7)!58< - 7)!34567( <7)!5?@ . Entonces: 7)!=48>67( = 0 - 7)!5?@ <7)!34567( <7)!58< . Entonces: 7)!=48>67( =7)!34567( La potencia final de la caldera 1 se calcula de dos formas, ecuaciones (110) y (111). !A?@8>67( = !":;67( ·7)!=48> (110) !A?@8>67( =#1 3600 · ( · )%·(+(2 − +1) (111) Respecto al depósito acumulador de ACS. Cabe destacar que posee inercia, para tener en cuenta este aspecto, la temperatura de acumulación se calcula respecto a la temperatura del paso de tiempo anterior, ecuación (112). +BC$%& = +8"#DE!:E + !(' ·∆= ( · )%· .879 (112) +BC$%& = +($ (113) Siendo: - ∆= = 6006> . El paso de tiempo de la simulación. 79 Caracterización, integración y evaluación del esquema de bomba de calor a gas La potencia de entrada al depósito se calcula mediante la ecuación (114). !(' =#(' 3600 · ( · )%·(+(' − +8"#DE!:E) (114) El depósito 2 se resuelve de forma análoga, las ecuaciones necesarias para su resolución son (115), (116), (117). +BC"= +8"#DE!:E + !'' ·∆= ( · )%· . BC" (115) +BC"= +' (116) !'' =#'' 3600 · ( · )%·(+'' − +8"#DE!:E) (117) Respecto a la GEHP, la potencia real que suministra la GEHP con un factor de carga parcial del 100% se determina aplicando la ecuación (118). !EDBF_(22A7H =)?!78>(+'(;+ID)· !J78> (118) La curva correctora de la capacidad de calefacción se recoge en la ecuación (119). )?!78>(+'(;+ID) = @22 +6@(2 · +KL 6+6@2( · +ID +6@'2 ·(+KL)'+ @(( · +KL · +ID 6+6@2' ·(+ID)' (119) El factor de carga parcial que se requiere para cubrir la demanda de ACS se calcula aplicando la ecuación (120). 7)!345 =8879 !EDBF_(22A7H (120) El factor de carga parcial real con el que opera la GEHP depende del requerido para cubrir la demanda y del valor máximo y mínimo. Aporta una ecuación al sistema de ecuaciones. - Si 7)!345 >7)!58< . Entonces: 7)!=48> =7)!58< - 7)!345 <7)!5?@ . Entonces: 7)!=48> = 0 - 7)!5?@ <7)!345 <7)!58< . Entonces: 7)!=48> =7)!345 La energía final producida se calcula mediante la ecuación (121): A%E:J6A?@8> =7)!=48> · !EDBF_(22A7H (121) Por otro lado, la temperatura de salida de la GEHP necesaria para cubrir la demanda de ACS se calcula aplicando la ecuación (122). +'(6345 = +$& +A%E:J6A?@8> #'( 3600 · ( · )% (122) La temperatura de salida de la GEHP real se calcula en función de la temperatura requerida para cubrir la demanda de ACS y de la temperatura límite de producción de calefacción. Aporta una ecuación al sistema de ecuaciones. - Si +'(6345 > +>?5678> . Entonces: +'( = +>?5678> - Si +'(6345 < +>?5678> . Entonces: +'( = +'(6345 Se ha calculado la energía producida final y la temperatura de salida real del condensador de la GEHP. A continuación, se procede a calcular las mismas variables del lazo de recuperación de Anexo 80 80 ACS. Para ello, la potencia de recuperación de ACS con un factor de carga parcial del 100% se calcula con la ecuación (123). !=48>68796=47 =)?!8796M ( +'(;+ID ) · !J78> · B879 (123) Siendo: - B879 = 0,45 . La curva correctora de la capacidad de recuperación de ACS se calcula con la ecuación (124). )?!8796M(+KL,+ID)6= @22 +6@(2 · +KL 6+6@2( · +ID +6@'2 ·(+KL)'+ @(( · +KL · +ID 6+6@2' ·(+ID)' (124) A su vez, el factor de carga parcial necesario para cubrir la demanda de ACS se calcula aplicando la ecuación (125). 7)!3456879 =8879 !=48>68796=47 (125) El factor de carga parcial real del lazo de producción de ACS. Por tanto, aporta una ecuación al sistema. - Si 7)!3456879 >7)!58< . Entonces: 7)!=48>6879 =7)!58< - 7)!3456879 <7)!5?@ . Entonces: 7)!=48>6879 = 0 - 7)!5?@ <7)!345 <7)!58< . Entonces: 7)!=48>6879 =7)!3456879 Se procede a resolver la recuperación de GEHP. La potencia final real de recuperación de GEHP para la producción de ACS se calcula mediante la ecuación (126). !A?@8>6879 =)?!8796A7H(7)!)· !=48>68796=47 (126) La curva correctora de la capacidad de recuperación de ACS en función del factor de carga parcial se recoge en la ecuación (127). )?!8796A7H(7)!)=6F26+6F(· 6GH@6 +6F'· 6GH@'+ F$· 6GH@$ (127) Por tanto, la temperatura de salida de la GEHP, suponiendo que se recupera todo el calor residual, se determina aplicando la ecuación (128). +$'6=49 = +$$ +!A?@8>6879 #$$ 3600 · ( · )% (128) La temperatura de salida del lazo de producción de ACS depende de la temperatura límite de producción de ACS. Por tanto, aporta una ecuación al sistema de ecuaciones. - Si 6+$'6=49 > +>!;,879 . Entonces: +$' = +>!;,879 . - Si 6+$'6=49 < +>!;,879 . Entonces: +$' = +$'6=49 . Por último, se añaden las ecuaciones auxiliares. En la ecuación se muestra el cálculo de la demanda de ACS. 8879 =#879 3600 · ( · )%· 3+?5H$%& − +'25 (129) Siendo: - +?5H$%& . Temperatura de impulsión de ACS. - +'2 . Temperatura de reposición de agua. Restricciones sobre temperaturas: +(& = +($ (130) 81 Caracterización, integración y evaluación del esquema de bomba de calor a gas +(0 = I0· +(& +(1 − I0)· +'2 (131) Siendo: - I0 . El control de la bomba 5. Igual a uno cuando funciona, e igual a cero cuando no funciona. +$= +(0 (132) +.= +(( (133) +&= +- (134) +$' = +/ (135) +$$ = +0 (136) +$& = +( (137) +'( = +'' (138) 5.2.2 Análisis de ecuaciones e incógnitas Se tienen 47 incógnitas y 47ecuaciones, el problema está cerrado. +( +(( +$$ !EDBF_(22A7H )?!8796A7H ( 7)! ) +' +(' +BC$%& )?!78>(+'(;+ID) +$& +$ +($ +BC" 7)!345 ))*+ (,, +& +(& !!"#! 7)!=48> ))*+ ',, +0 +(0 !!"#" A%E:J6A?@8> ))*+ $,, +/ +'( !!"## !=48>68796=47 !(' +- +'' 7)!34567( )?!8796M ( +'(;+ID ) !'' +. +'(6345 7)!=48>67( 7)!3456879 +1 +$' !A?@8>67( 7)!=48>6879 +(2 +$'6=49 8879 !A?@8>6879 Tabla 28. Incógnitas EES. 5.3 Especificaciones técnicas de los equipos 5.3.1 Especificaciones técnicas GEHP. GEHP Capacidad nominal de calefacción 101,62 kW Capacidad nominal de refrigeración 87,4 kW Capacidad MÁXIMA recuperación de ACS 45,8 kW Caudal ACS recuperado 1938,73 l/h Caudal agua Condensador/Evaporador 17512,3 l/h FCP_Max 1,2 FCP_MIN 0,1 Temperatura límite de producción de agua caliente 50 ºC Temperatura límite de producción de agua fría 7 ºC Temperatura límite producción ACS 65 ºC Temperatura de impulsión de ACS 60 ºC Temperatura entrada ACS (Tagua de reposición) DATOS ENTRADA ºC Tabla 29. Especificaciones técnicas GEHP. 5.3.2 Especificaciones técnicas caldera 1 Caldera 1 Capacidad nominal 25,45 kW Temperatura de consigna 60 ºC Temperatura de arranque 35 ºC Caudal 1055,24 l/h Tabla 30. Especificaciones técnicas caldera 1. 5.3.3 Especificaciones técnicas caldera 2 Caldera 2 Capacidad nominal 87,34 kW Temperatura de consigna 60 ºC Temperatura de arranque 35 ºC Caudal 376317 l/h Tabla 31. Especificaciones técnicas caldera 2. 83 Caracterización, integración y evaluación del esquema de bomba de calor a gas 5.3.4 Especificaciones técnicas enfriadora Enfriadora Capacidad nominal 109 kW Temperatura de consigna 3 ºC Temperatura de arranque 5 ºC Caudal 18787,36 l/h Tabla 32. Especificaciones técnicas enfriadora. BIBLIOGRAFÍA [1] Instituto para la Diversificación y Ahorro de la energía (IDAE). Síntesis del estudio de Parque de bombas de calor en España,2020. [2] Instituto para la Diversificación y Ahorro de la energía (IDAE). Estadísticas bombas de calor , 2020. [3] Guerrero Delgado, María del Carmen. Gestión e Integración de recursos energéticos naturales en edificios residenciales. Tesis doctoral,2020. [4] https://elperiodicodelaenergia.com/la-bomba-de-calor-la-solucion-perfecta-para-ahorrar- energia-y-reducir-las-emisiones-en-los-hogares/ [5] INTERNATIONAL ENERGY AGENCY. Solar -Fuels & Technologies-IEA 2020. 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