ITE 03.4

AISLAMIENTO TÉRMICO DEL EDIFICIO

Sigue estando en vigor la conocida norma NBE-CT-79 para el aislamiento térmico de los edificios, como se ha comentado en ITE 01.2. Se recuerda que bajo ningún concepto el KG puede ser empleado para el cálculo de la carga térmica o la demanda energética de un edificio.

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ITE 03.5

CARGAS TÉRMICAS

Poco se puede añadir a cuanto indicado en el texto del Reglamento. Solamente comentar que es necesario que los cálculos se efectúen mediante un programa de ordenador, especialmente cuando la carga deba conocerse hora por hora (p.e., para el cálculo de los sistemas de acumulación de energía frigorífica) y cuando se necesite conocer la demanda de energía a lo largo de un determinado período de tiempo (véanse los comentarios en ITE 03.1). Actualmente están disponibles programas que calculan las cargas y las demandas energéticas con mucha mayor precisión de la que se puede obtener, obviamente, con cálculos manuales y suficiente para la mayoría de las aplicaciones. En todo caso, lo lógico es ir a la simulación de los sistemas en el estudio energético; es decir, contar con una herramienta informática que integre todos los fenómenos que intervienen en el intercambio de calor del edificio con su entorno y simular el comportamiento del sistema de climatización ante la continua variación de los parámetros que influyen en tal intercambio (siguiendo lo más exactamente posible los ciclos reales de temperatura, radiación solar, viento etc. ). Aunque no se haya establecido oficialmente el año tipo (ni sea fácil hacerlo para un determinado emplazamiento), los principales programas disponen de algoritmos que pueden generar un año tipo aceptablemente preciso a partir de datos meteorológicos de los que se puede disponer, hoy en día, con cierta fiabilidad.

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ITE 03.6

POTENCIA DE LAS CENTRALES DE PRODUCCIÓN

La potencia de las centrales de producción de calor y frío se calculará sumando, como se ha comentado con anterioridad, los siguientes términos: • la potencia máxima simultánea de los locales climatizados, o carga • las pérdidas o ganancias, según se trate de centrales de producción de calor o frío, respectivamente, a través de las redes de distribución de los fluidos portadores • solamente en el caso de centrales de frío, la potencia absorbida por los equipos de transporte de los fluidos portadores (bombas y ventiladores) En cuanto al coeficiente de intermitencia, debe decirse que el valor que se adopte debería proceder de un complejo y riguroso cálculo por ordenador, que tenga en cuenta, entre otros factores, la inercia térmica del edificio. La falta de consideración de un coeficiente de intermitencia supone asumir que el edificio se quede, durante las horas en las que esté fuera de servicio, a la temperatura de diseño, lo que, evidentemente, no es cierto, con los matices que se aclaran a continuación. En verano, la temperatura exterior baja hasta valores próximos a la temperatura interior de diseño del edificio. Es, por tanto, lógico no asumir ningún coeficiente de aumento, como, por otra parte, se suele hacer.

potencia

En invierno, sin embargo, la temperatura exterior alcanza los valores mínimos durante las primeras horas de las mañanas, cuando la instalación normalmente no funciona. La temperatura interior del edificio bajará de forma más o menos considerable, dependiendo de su inercia y del nivel de aislamiento térmico. Este croquis representa el aspecto típico del perfil de la carga térmica invernal:

0

7

12

15

19

24

horas El exceso de potencia que resulte del cálculo, particularmente importante en régimen de calentamiento del edificio, dependerá también del tiempo que se quiera conceder a la puesta a régimen del mismo. Se debe considerar, además, que este exceso de potencia perjudicará el rendimiento medio estacional de los equipos (en particular, de las calderas convencionales), porque les obligará a funcionar en régimen de parcialización durante un mayor número de horas. Por esta razón el Reglamento exige que el coeficiente de intermitencia esté debidamente justificado. La adopción de un coeficiente de intermitencia, además, afecta no solamente a los equipos productores de calor, sino también a las unidades terminales. El exceso de dimensionamiento de éstas, cuando se trata de radiadores, beneficia al rendimiento medio estacional de las calderas porque permite bajar la temperatura media de funcionamiento del sistema, a paridad de temperatura exterior; las calderas de baja temperatura y, por supuesto, las de condensación, se pueden beneficiar de la disminución del nivel térmico del agua, al contrario que las calderas convencionales.

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Hechas estas consideraciones, cabe la posibilidad de asumir un coeficiente de intermitencia igual a la unidad solamente si se hacen funcionar las instalaciones a régimen reducido durante los días de invierno más crudos, en los que la temperatura se acerque a los valores mínimos. Esta teoría está avalada por numerosas publicaciones estadounidenses que afirman que, basándose en resultados experimentales obtenidos en edificios existentes, este modo de proceder conduce a un ahorro de energía, por lo menos en zonas climáticas muy frías. Obviamente, esta recomendación, al implicar que las instalaciones deban funcionar de noche, resulta difícil de asumir por parte de algunos usuarios. Durante el régimen de refrigeración el coeficiente de intermitencia se asumirá igual a uno, ya que en este caso la inercia del edificio juega un papel secundario, debido a la disminución nocturna de la temperatura exterior, como se ha dicho antes. Los valores mínimos del rendimiento de las calderas, fijados por el Real Decreto 275/1995 de 24 de febrero (BOE nº 73 de 27 de marzo de 1995), transposición de la Directiva 92/42/CEE, para potencias desde 4 a 400 kW, están indicados en el Anexo 1 de esta ITE.

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ITE 03.7

REDES DE TUBERÍAS

Se examinan a continuación algunas cuestiones relacionadas al cálculo de las redes de tuberías y de sus accesorios. En los Anexos 1 y 2 de esta ITE se dan unas nociones sobre cálculo del golpe de ariete y de la cavitación, respectivamente.

1- Dimensionamiento de redes Es de fundamental importancia que el técnico diseñe el sistema de distribución del fluido portador pensando en equilibrar todos los circuitos (el RITE prescribe un desequilibrio máximo del 15%). Equilibrar una red de distribución significa hacer que los caudales a las unidades terminales sean iguales a los valores de diseño. El equilibrado de las redes debe ir acompañado, evidentemente, del equilibrado de los circuitos primarios de los equipos de producción de los fluidos portadores y de los bucles de regulación. El equilibrado puede ser conseguido primero dividiendo los circuitos de manera que las unidades terminales de un mismo circuito queden a distancias hidráulicas entre sí parecidas y, en segundo lugar, diseñando con un retorno invertido o instalando válvulas de equilibrado manual o automáticas. Pocas ventajas se pueden esperar del cambio de diámetro de algunos ramales para conseguir el fin de equilibrar las redes. Una vez realizado el equilibrado en la fase de diseño, que, salvo casos excepcionales, nunca podrá ser perfecto, se deberá pasar al equilibrado durante la puesta en marcha de la instalación. Éste sólo se podrá realizar si se han instalado los elementos necesarios. Las técnicas de equilibrado son numerosas; para ello se remite a la literatura especializada. El segundo elemento a considerar es el factor de transporte de un circuito, definido como la relación que se indica (ambas potencias medidas en unidades congruentes):

factor de transporte =

potencia termica transportada por el fluido portador potencia electrica absorbida por la bomba

Los valores mínimos están indicados en la tabla 7 del RITE, cuando la potencia térmica transportada sea mayor que 500 kW; para potencias menores no se requiere el cumplimiento de ningún mínimo. Para el cálculo de sistemas con agua glicolada se tendrán en cuenta las consideraciones hechas en los comentarios a ITE 2.8.2. La temperatura de congelación de una mezcla de agua con etilenglicol y propilenglicol varía en función del porcentaje neto en peso del anticongelante según se muestra en la figura 03.6. El porcentaje neto en peso no tiene en cuenta la concentración de inhibidores de la corrosión, que suele ser un 6,5% para el etilenglicol y un 7,5% para el propilenglicol.

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temperatura de congelación (°C)

0 -10 -20 etilenglicol

-30

propilenglicol

-40 -50 -60 10

20

30

40

50

60

porcentaje neto en peso (%)

Fig. 03.6- Temperatura de congelación en función del porcentaje neto en peso Se observa que la diferencia entre los dos aditivos empieza a hacerse notar desde el 45% en adelante (2°C más o menos). Las figuras 03.7, 03.8. 03.9 y 03.10 muestran las variaciones de densidad, conductividad térmica, calor específico y viscosidad con la temperatura, respectivamente, de los siguientes fluidos portadores: • • • • •

agua pura agua + 20% neto en peso de etilenglicol agua + 60% neto en peso de etilenglicol agua + 20% neto en peso de propilenglicol agua + 60% neto en peso de propilenglicol.

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1,10

densidad en kg/L

1,08 1,06

EG-60 PG-60

1,04

EG-20 1,02

PG-20 AGUA

1,00 0,98 0,96 0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

temperatura (°C)

Fig. 03.7- Variación de la densidad

conductividad térmica en W/(m·K)

0,70 0,65 0,60 AGUA

0,55

EG-20

0,50

PG-20 EG-60

0,45

PG-60

0,40 0,35 0,30 0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

temperatura (°C)

Fig. 03.8- Variación de la conductividad térmica

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calor específico en kJ/(kg·K)

4,40 4,20 4,00

AGUA PG-20

3,80

EG-20 3,60

PG-60 EG-60

3,40 3,20 3,00 0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

temperatura (°C)

Fig. 03.9- Variación del calor específico

viscosidad dinámica en mPa·s

35,00 30,00 25,00

PG-60 EG-60

20,00

PG-20 15,00

EG-20 AGUA

10,00 5,00 0,00 0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

temperatura (°C)

Fig. 03.10- Variación de la viscosidad dinámica

Se observa la importancia de la temperatura sobre las características del fluido portador y, sobre todo, las diferencias notables entre un fluido y otro. Nota: Los valores indicados en los gráficos son válidos para una marca específica; los de otro fabricante podrían ser ligeramente diferentes.

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En la tabla que sigue se indican las rugosidades absolutas (en µm) de diferentes tipos de tuberías nuevas, así como los límites de las viejas y su valor medio a tomar como base de los cálculos, sea para circuitos cerrados como abiertos.

material y condiciones de las tuberías acero negro sin soldadura acero negro soldado acero inoxidable sin soldadura acero inoxidable soldado acero galvanizado (agua < 35°C) acero galvanizado (agua > 35°C) cobre hierro fundido sin recubrimiento hierro fundido con recubrimiento plásticos hormigón en bruto hormigón centrifugado amianto-cemento sin recubrimiento amianto-cemento con recubrimiento

rugosidad tubería nueva

rugosidad límites de tub. vieja

45 100 45 100 150 150 1,5 250 120 1,5 1.000/3.000 200 50 1,5

50/1.000 100/1.000 50/250 100/250 150/1.000 150/1.000 1,5/5 250/1.000 130/1.000 1,5/15 1.000/3.000 200/600 50/200 1,5/15

Rugosidad media circuito cerrado abierto 160 180 120 120 180 240 2 400 260 6 2.000 400 100 6

500 500 150 150 400 3 6 100 6

Se observa que para el tubo de acero envejecido casi no hay diferencia entre tubo sin soldadura y tubo con soldadura. Igualmente, se nota el mal comportamiento de los tubos de acero negro y galvanizado en los circuitos abiertos. Además, para temperaturas del agua mayores que 35°C no se ha podido hallar el valor de la rugosidad del acero galvanizado y los hierros fundidos. Se hace hincapié en el excelente comportamiento en el tiempo de cobre, materiales plásticos y aceros inoxidables. Como criterios de diseño para el dimensionado de las tuberías de acero a efecto de reducir ruidos, erosión y costo de inversión más explotación se indican los siguientes límites:

1. en interiores: 1.11.2-

pérdida de presión velocidad

< 400 Pa/m < 2,5 m/s

2.12.2-

pérdida de presión velocidad

< 200 Pa/m < 3,2 m/s

2. en exteriores:

Para las redes exteriores, normalmente, las pérdidas de presión se mantienen muy bajas por razones de ahorro de energía. En cuanto a la presión de servicio de las tuberías, los gráficos de la figura 03.11 muestran la presión máxima admitida por esfuerzo tangencial por las tuberías de acero de las series normal y reforzada en función del diámetro nominal, a temperatura normal, con relativa línea de tendencia de cuarto orden. Se observa la disminución de la presión al aumentar el diámetro y unas irregularidades en el rango de los diámetros pequeños. Salvo casos excepcionales, las presiones admitidas, incluso por las tuberías de la serie normal, son siempre muy superiores a las necesarias en instalaciones para la edificación.

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Serie normal presión máxima de servicio (bar)

50 45 40 35 30 25 20 15 10 5 0 10

15

20

25

32

40

50

65

80

100 125 150 200 250 300

diámetro nominal (mm)

Serie reforzada presión máxima de servicio (bar)

80 70 60 50 40 30 20 10 0 10

15

20

25

32

40

50

65

80

100 125 150 200 250 300

diámetro nominal (mm)

Fig. 03.11- Presiones máximas admitidas en tuberías de acero

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2- Dimensionamiento de vaso de expansión En cuanto se refiere al cálculo de los vasos de expansión, se recomienda al lector de estudiar el informe UNE 100.155 donde se indican diferentes procedimientos para el cálculo de estos aparatos. Debido a la presencia de algunos errores de imprenta, se estima conveniente reproducir parte de la norma, oportunamente depurada de esos errores. a- Coeficiente de expansión El coeficiente de expansión Ce del agua entre la temperatura de 4°C, a la que corresponde el volumen específico mínimo, y la temperatura máxima de funcionamiento de la red se expresa con esta ecuación:

Ce = 1 −

1000 . f (t )

donde f(t) es un polinomio de cuarto orden función de la temperatura:

f (t ) = 999,831 − 1,23956 • 10 −2 • t + 6,00584 • 10 −3 • t 2 − 1,97359 • 10 −5 • t 3 + 4,80021 • 10 −8 • t 4 La ecuación es válida hasta una temperatura de 210°C y tiene un error porcentual máximo del 0,01%. Sin embargo, hay que considerar que, al aumentar la temperatura del agua se produce la correspondiente dilatación de los componentes del circuito (tuberías, generadores, unidades terminales y accesorios) con lo cual el volumen que se debe dejar disponible en el vaso de expansión para el aumento de volumen de agua es inferior al calculado con la ecuación anterior. Estas son las ecuaciones que tienen en cuenta este hecho y que, por tanto, representan la variación neta del volumen de agua que debe ser absorbida por el vaso de expansión: 30°C

temperatura 70°C ≥t≤

70°C

>t<

140°C

140°C

≥t≤

210°C

ecuación

[

]

Ce = −1,75 + 0,064 • t + 0,0036 • t 2 • 10 −3 Ce = [ −33,48 + 0,738 • t ] • 10

−3

Ce = [ −95 + 1,2 • t ] • 10 −3

coeficiente de expansión (-)

Los coeficientes de expansión, teórico y real, se representan en la figura 03.12.

0,12 0,1 0,08 teórico

0,06

real

0,04 0,02 0 30

50

70

90

110

130

150

temperatura del agua (°C)

Fig. 03.12- Coeficiente de expansión

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La figura 03.13 ilustra los tres tipos mencionados de vasos de expansión.

vaso de expansión abierto

aire

gas

gas

agua

agua

agua

vaso de expansión cerrado sin membrana

vaso de expansión cerrado sin membrana

Fig. 03.13- Tipos de vasos de expansión Para otras cuestiones relacionadas con los sistemas de expansión cerrados y los de transferencia de masa se consultará la citada instrucción UNE 100.155.

3- Válvulas de seguridad Las válvulas de seguridad se dimensionarán considerando la potencia máxima del generador de calor o intercambiador. El caudal Q (kg/s) que la válvula de seguridad debe ser capaz de descargar es igual a:

Q=

P Cv

donde P es la potencia del generador (kW) y Cv el calor latente de vaporización del agua (2.257 kJ/kg). El fabricante suministrará, en función de la presión de timbre, el diámetro necesario del orificio de la válvula, así como las presiones de descarga y cierre y la capacidad (caudal o potencia) o el Kv. La presión de apertura o descarga suele ser un 10% superior a la de timbre y la de cierre un 20% inferior. Las tuberías de acometida y descarga de la válvula deben tener un diámetro igual, por lo menos, al de la respectiva conexión (véase UNE 100.157, apartado 7.2). En las tuberías de conexión de las válvulas de seguridad no se deben instalar válvulas de corte. Es recomendable que para generadores de calor de 1.000 kW o más de potencia se instalen dos válvulas de seguridad en paralelo, cada una de ellas dimensionada para la mitad de la potencia (véase ITE 02.14). Las válvulas de seguridad deberán venir taradas y timbradas de fábrica, con relativo certificado.

4- Aislamiento térmico El nivel mínimo de aislamiento térmico a aplicar en conducciones, aparatos y equipos está indicado en el Apéndice 03.1. Las tablas proceden del antiguo reglamento sin variaciones apreciables.

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ITE 03.8

REDES DE CONDUCTOS

1- Dimensionamiento de conductos Las redes de conductos se calcularán sumando las pérdidas por fricción y las pérdidas localizadas. Indicando con: L Dh δ V f

longitud del conducto diámetro hidráulico densidad del aire velocidad del aire factor de fricción

m mm kg/m3 m/s adimensional

la presión dinámica del aire pd (Pa) se calcula con:

pd =

1 • δ •V 2 2

las pérdidas por fricción ∆pf (Pa) se calculan con esta ecuación (Darcy):

∆p f = f •

1000 . •L • pd Dh

y el factor de fricción por la fórmula de Colebrook:

 ε 1 2,51  = −2 • log  +  f  3,7 • Dh Re• f  donde Re es el número de Reynolds (adimensional) y ε (mm) la rugosidad absoluta del conducto. La ecuación anterior requiere resolver por f mediante un método de aproximaciones sucesivas. Sin embargo, Altshul y Tsal han desarrollado una ecuación simplificada (error inferior al 1,6%) para hallar f sin recurrir a las reiteraciones:

 ε 68  f ' = 0,11 •  +   Dh Re 

0 , 25

Una vez calculado f’, el coeficiente de fricción f se calcula con estas ecuaciones: si f ' ≥ 0,018 si f ' < 0,018

f = f' f = 0,85 • f '+0,0028

En cuanto se refiere a la rugosidad absoluta ε de la superficie interior del conducto, su valor es muy variable y puede ser tan bajo como 0,03 mm para conductos de chapa de acero, limpios y sin revestir, hasta llegar a 3 mm para conductos flexibles o conductos internamente revestidos (relación de 1 a 100). El técnico hará bien en consultar al fabricante del material; aquí se indican unos valores medios (que dependen de la distancia entre uniones transversales, entre otras cosas) para conductos de chapa metálica y fibras minerales: - conductos rectangulares metálicos - conductos circulares en espiral - conductos rígidos de fibras minerales Libro de “Comentarios al RITE” – ITE 03 Cálculo - © IDAE

0,15 mm 0,09 mm 0,90 mm 26

El número de Reynolds Re (adimensional) se calcula con la ecuación:

Re =

Dh • V . •ν 1000

siendo ν la viscosidad cinemática del aire (m2/s), y el diámetro hidráulico con esta:

Dh =

4• A P

siendo A la superficie de la sección transversal del conducto (mm2) y P su perímetro (mm). Para conductos circulares el diámetro hidráulico es igual al diámetro: Dh = D , obviamente. Para conductos rectangulares u ovales planos el diámetro hidráulico se expresa con la ecuación:

Dh = 1,55 •

A 0,625 P 0,250

donde la superficie A y el perímetro P se calculan según indicado en esta tabla: conducto rectangular

superficie

oval plano

π •b + b • ( a − b) 4

a •b

perímetro

2 • ( a + b) π • b + 2 • ( a − b)

siendo a y b los lados mayor y menor respectivamente. Para las pérdidas localizadas se empleará esta ecuación:

∆pl = C • pd donde el coeficiente C puede hallarse consultando la amplia base de datos de Idel’chick (Handbook of Hydraulic Resistance) o la de ASHRAE (Fundamentals 1993, páginas 32.27 a 32.39), que se deriva de la primera. Finalmente, la pérdida de presión total en un tramo de conducto se calculará sumando la pérdida por fricción y la suma de las pérdidas localizada (ecuación de Darcy-Weisbach):

 1000  . •L ∆p =  f • + ∑ C  • pd Dh   El técnico debe considerar las pérdidas de inserción del ventilador en el circuito o, si se prefiere mirarlo desde otro punto de vista, la disminución de sus prestaciones por el hecho de instalarlo dentro de un sistema de distribución de aire, donde trabaja en condiciones muy diferentes a la del banco de pruebas donde ha sido ensayado. Para ello se podrán seguir las recomendaciones contenidas en el documento UNE100.230, titulado “Ventiladores. Recomendaciones para el acoplamiento al sistema de distribución.” Se menciona que muchos de los fallos encontrados en sistemas de ventilación dependen precisamente del hecho de no haber considerado las pérdidas de inserción que, a veces, son muy grandes. En el citado documento, además, se indican las disposiciones de acoplamiento más eficientes.

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2- Estanquidad de la red La estanquidad de la red de conductos es otro factor a considerar en el momento del cálculo de una red. La estanquidad de un conducto depende de la maquinaria empleada por su fabricación, del tipo de uniones, transversal y longitudinal, de la calidad y cantidad de material empleado para el sellado de las uniones y de la pericia de la mano de obra de montaje; varía considerablemente de un caso a otro. La falta de estanquidad afecta, evidentemente, al caudal de aire del ventilador, ya que al caudal requerido por los locales acondicionados habrá que añadir las pérdidas por falta de estanquidad de la red. La norma UNE 100.102 clasifica los conductos de chapa metálica según la presión máxima de servicio y, para cada clase, indica las juntas que deben estar selladas, según esta tabla: clases de conductos B1 B2 B3 M1 M2 M3 A1

baja baja baja media media media alta

presión velocidad uniones que deben estar selladas máxima máxima de servicio Pa m/s 10 transversales (±) 150 12,5 transversales (±) 250 12,5 transversales (±) 500 20 transversal y longitudinales (±) 750 (+) 1.000 > 10 transversal y longitudinales (+) 1.500 > 10 todas y esquinas, tornillos, conexiones etc. (+) 2.500 > 10 todas y esquinas, tornillos, conexiones etc.

coeficiente de estanquidad L/(s·m2·Pa0,65) 16·10-3 16·10-3 16·10-3 8·10-3 8·10-3 4·10-3 2·10-3

Nota: el signo (±) significa que la presión en el interior del conducto puede ser positiva o negativa con respecto al exterior. El signo (+) significa que la presión sólo puede ser positiva.

En la norma UNE 100.104 se exigen las pruebas de resistencia y de estanquidad para conductos de chapa metálica. El caudal de fuga Qf, expresado en L/(s·m2) (el metro cuadrado se refiere a la superficie exterior de conducto), deberá cumplir con esta inecuación:

Q f ≤ c • P 0,65 donde P es la presión (Pa) de servicio del conducto, igual a la diferencia de presión entre interior y exterior y el coeficiente de estanquidad c es el indicado en la tabla anterior. El caudal de fuga estará siempre por debajo de 0,4 L/(s·m2) si se cumplen los requisitos de estanquidad indicados en la tabla anterior, valor nada despreciable. Para conductos de fibras minerales no se exige ninguna prueba de estanquidad (véase UNE 100.105 y UNE 100.106). En el seno del CEN se están actualmente redactando normas de conductos de chapa metálica y de fibra; por tanto, las normas UNE citadas están abolidas y sustituidas por las correspondientes normas europeas. En efecto, la norma UNE-EN 1507 define cuatro clases de estanquidad para conductos, con una ecuación igual a la anterior: 0 , 65 f

Q =c•P

donde el coeficiente c toma estos valores, en función de la clase: Clase A Clase B Clase C Clase D

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0,027 0,009 0,003 0,001

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La norma UNE-EN 13403, para conductos no metálico, se remire a la norma UNE-EN 1507 para la estanquidad de conductos.

3- Nivel de aislamiento Para el nivel de aislamiento térmico se hará uso de los espesores indicados en el apéndice 03.1 del RITE. Los niveles son iguales a los del antiguo reglamento.

4- Nivel sonoro y equilibrado El cálculo del nivel sonoro, así como el equilibrado de la red de conductos, podrán efectuarse con precisión solamente mediante el empleo de programas de ordenador. En cuanto al método de cálculo de la red, para dimensionamiento y equilibrado, se recomienda recurrir al método de igual fricción para redes en baja presión, normalmente de extensión reducida, y, para redes extensas y de alta o media velocidad, al método T de Tsal (T-method). Este es un excelente método de optimización de las dimensiones de los conductos, que requiere un cálculo por iteraciones y sustituye ventajosamente al tradicional método de recuperación estática. Para el equilibrado de las redes de conductos valen las mismas consideraciones hechas para las redes de tuberías, con la diferencia que, ahora, el empleo de elementos de regulación (compuertas) es crítico. Este hecho se debe a que, para mantener el nivel sonoro dentro de límites admisibles, la pérdida de presión que las compuertas de regulación pueden admitir es muy pequeña y, en consecuencia, su autoridad es igualmente pequeña. Por tanto, el equilibrado en fase de diseño debe considerarse fundamental, particularmente cuando se trate de redes de caudal variable. Por último, al momento de diseñar y calcular una red de conducto se debe tener presente que el consumo de energía de los ventiladores representa una fracción importante del consumo de energía total de la instalación de acondicionamiento de aire, debido a su extenso horario de funcionamiento. Por tanto, debe emplearse un método de optimización, en el sentido de buscar el valor mínimo del Valor Actual Neto (VAN), suma de los costos de inversión y de explotación valorados con la cotización actual de la moneda.

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