AISLANTE TÉRMICO 1.1.− OBJETIVO DE LA PRÁCTICA El objetivo de la práctica es el estudio de la naturaleza aislante de una placa fina de vidrio de (0'25 · 0'25 · 0'006) m. Para lo cual, calcularemos su conductividad a partir de las temperaturas obtenidas experimentalmente. 1.2.− MATERIAL a.−Caja térmica de la casa PHYWE. Modelo 04507−93. b.−Reguladores térmicos de la casa PHYWE. Modelo m.63. c.−Termopares con unidad lectora y precisión 0'1 ºC/m·v. d.−Cronómetro. 1.3.− PROCESO Se abre la caja térmica y se introduce el vidrio tapando el hueco de una de las caras de la caja. Se colocan 4 termopares; 2 de ellos medirán la temperatura interior de la caja térmica, para lo cual se colocan uno arriba y otro abajo procurando que éstos no hagan contacto con las paredes. Los otros 2 se colocarán en la superficie interior y exterior del vidrio, procurando que estén haciendo contacto con el mismo y lo más enfrentados posible entre ellos para lograr así medir un flujo unidireccional de calor por conductividad del cristal. Tapamos la caja y comenzamos a calentar mediante una bombilla situada en el interior, la cual está tapada para impedir calentamiento por radiación, ya que sólo estudiamos los de convección y conducción. Se empieza por la potencia más baja y se va subiendo sucesivamente según se va apagando y encendiendo la luz del indicador, hasta llegar a la máxima potencia. Tomaremos los datos de los 4 termopares cada minuto, así como la temperatura ambiente. A partir de estos datos calcularemos la conductividad térmica media del vidrio, suponiendo que trabajamos en flujo estacionario, por lo que se despreciarán los datos obtenidos mientras se estaba produciendo el calentamiento; por lo que sólo tendremos en cuenta los datos cuando la bombilla estaba apagada. También supondremos un flujo unidireccional. 2.− OBTENCIÓN DE LA CONDUCTIVIDAD TÉRMICA A PARTIR DE LOS DATOS OBTENIDOS 2.1.− DATOS CONOCIDOS T1= temperatura superficial exterior del vidrio cada minuto. T2= temperatura superficial interior del vidrio cada minuto. T3= temperatura interior del fluido en un punto inferior.

1

T4= temperatura interior del fluido en un punto superior. e= espesor de la placa de vidrio= 0'006 m. L= longitud de la placa de vidrio= 0'25 m. Tamb= temperatura ambiente = 15ºC Régimen estacionario y unidireccional. 2.2.− CALCULOS A REALIZAR Sabemos que la conducción se da siempre que hay un flujo de calor en un sólido. Dicho flujo de calor se define como: J = −k·grad (T) (LEY DE FOURIER) y para nuestro caso de superficies planas y flujo unidireccional sin generación interna de calor, será: J = k·(T2 − T1)/e (I) nosotros queremos hallar "k=conductividad térmica", paro tenemos otra incógnita que es el flujo de calor J. Para hallar este flujo de calor, utilizaremos el hecho de producirse convección natural en el interior y exterior de nuestra caja térmica, y ésta viene determinada por la ecuación: J = h (Tf − Ts) (II) siendo: Tf = temperatura del fluido. Tfi = T3 + T4/ 2 en el interior y Tf = Tamb en el exterior. Como se supone que el calor que se pierde por convección es el mismo que el perdido por conducción, podemos igualarlos y tenemos: k·(T2 − T1)/e = h·(Tf − Ts) (III) Volvemos a encontrarnos con dos incógnitas; la conductividad térmica que es la que pretendemos hallar y el coeficiente de película h. 2.3.− CÁLCULO DEL COEFICIENTE DE PELÍCULA h Sabemos que la convección depende de tres números adimensionales: Nu = h·L/k −−−−−−−−−−−−−−−−− Nusselt. Pr = ·Cp/k −−−−−−−−−−−−−−−− Prandtl. Gr = ·T·g·2·L3 / 2 −−−−− Grashof. L = Dimensión característica del sólido (0,25m).

2

T = Diferencia de temperatura entre la superficie y el fluido (ºC) (Tf − Ts). g = Aceleración de la gravedad (9,8 m/s2). k = Conductividad térmica del fluido (w/mºC) en tabla I. = Viscosidad del fluido (Kg/ms) en tabla I. Cp = Calor específico del fluido (Ws/kgºC) en tabla I. = Densidad del fluido (kg/m3) en tabla I. = Coeficiente de dilatación térmica del fluido (1/ºK). En nuestro caso suponemos el fluido un gas ideal, luego: = 1/Tf(en Kelvin) Para entrar en la tabla I necesitaremos la temperatura de película interna y externa; y esta será: Tpi = (Tf+Tsi)/2 Interna Tpe = (Tamb+Tse)/2 Externa Con esta temperatura e interpolando en la tabla I podemos hallar los datos necesarios para obtener el Pr y el Gr. Con estos dos números y sabiendo que están relacionados con el Nu mediante la ecuación: Nu = C·(Gr·Pr)h obtenida experimentalmente donde c y h son constantes tabuladas según el valor del producto (Gr·Pr) 104 < Gr·Pr < 109 c = 0'59 h = 1/4 Mc. Adams. 109 < Gr·Pr < 1012 c = 0'13 h = 1/3 Eckert Gr·Pr < 109 c = 0´555 h = !/4 Jackson Gr·Pr > 109 c = 0´221 h = 2/5 En nuestro caso, valdrán: h = 1/4, C = 0´555. Podremos obtener el valor de Nu y a partir de éste, lograremos el coeficiente de película. Nu = h·c/k , por tanto h = k·Nu/L A partir de este coeficiente de película, podemos hallar ya la conductividad térmica sustituyendo en la ecuación (III). k·(T2 − T1)/e = h·(Tf − Ts), por tanto , k = h·(Tf − Ts)·e/(T2 − T1) 3

siendo: h = coeficiente de película. e = espesor de la placa de vidrio. Tf = temperatura del fluido. Ts = temperatura superficial en contacto con el fluido. (T2−T1) = incremento de temperatura entre ambas superficies de la placa. Realizando estos cálculos, tanto para el interior de nuestra caja térmica como para el exterior de la misma, y haciendo la media de ambos datos obtenidos, lograremos la conductividad térmica media buscada. A continuación se adjunta una tabla de la que obtuvimos mediante interpolación algunos datos necesarios; y otra con nuestros resultados. T1 17,0 17,6 17.7 17,8 17,7 18,0 18,0 18,2 18,3 18,2 18,0 18,1 18,2 18,3 18,6 20,6 20,2 Pr 0,7122 0,7123 0,7123 0,7123 0,7123 0,7123 0,7124 0,7124

T2 24,3 24,5 24,6 24,6 24,6 24,7 24,6 24,6 27,2 27,3 27,2 27,0 30,3 30,4 30,2 38,6 38,9

T3 25,0 24,8 25,3 24,9 25,0 25,0 25,0 25,1 26,2 26,3 26,2 26,2 27,9 28,0 27,9 34,0 34,0

T2−Tf 6,80 5,80 5,55 4,70 4,50 3,85 3,50 3,25

T4 37,2 35,8 35,0 33,7 32,8 32,1 31,2 30,6 39,9 38,1 36,7 36,2 47,3 45,7 43,6 60,3 59,0

Gr·10−4 2,358 1,992 1,910 1,486 1,436 1,277 1,148 1,047

Tf 31,10 30,30 30,15 29,30 28,90 28,55 28,10 27,85 33,05 32,20 31,45 31,20 37,60 36,85 35,75 47,50 46,50

Tpi 27,700 27,400 27,375 26,950 26,750 26,625 26,350 26,225 30,125 29,750 29,325 29,100 33,950 33,625 32,975 43,050 42,700

0,00327 0,00329 0,00330 0,00331 0,00331 0,00331 0,00332 0,00332 0,00327 0,00327 0,00328 0,00329 0,00322 0,00323 0,00324 0,00312 0,00313

1,5428 1,5297 1,5286 1,5099 1,5011 1,4956 1,4835 1,4780 1,6375 1,6330 1,6143 1,6044 1,4399 1,4567 1,4903 1,1167 1,1179

Nu·10−4 3,533 3,406 3,371 3,166 3,139 3,048 2,968 2,900

hi 36,844 35,305 34,941 32,796 32,507 31,559 30,719 30,009

Ji 250,54 204,77 193,92 154,14 139,78 121,50 107,52 97,520

T2−T1Ki 7,30 0,206 6,90 0,178 6,90 0,169 6,80 0,136 6,90 0,122 6,70 0,109 6,80 0,095 6,40 0,091

·104 18,5396 18,5252 18,5240 18,5000 18,4940 18,4900 18,4700 18,4700 18,6558 18,6380 18,6176 18,6068 18,8317 18,8170 18,7870 19,2502 19,2342 Te 16,00 16,30 16,35 16,40 16,35 16,50 16,50 16,60

k·103 25,9249 25,9138 25,9130 25,8970 25,8900 25,8850 25,8750 25,8700 26,1236 26,0010 25,9850 25,9767 26,4406 26,4051 26,3343 27,3166 27,2917

1,2212 1,2199 1,2197 1,2195 1,2197 1,2191 1,2191 1,2187 4

0,7120 5,85 0,7120 4,90 0,7120 4,25 0,7121 4,20 0,7112 7,30 0,7113 6,45 0,7114 5,55 0,7097 8,90 0,7097 7,60 MEDIA DE Ke

2,257 1,883 1,605 1,573 2,104 1,912 1,733 1,430 1,230

·104 K·103 17,978 25,3320 17,990 25,3551 17,990 25,3590 18,000 25,3628 17,990 25,3540 18,000 25,3705 18,000 25,3705 18,010 25,3782 18,010 25,3821 18,010 25,3782 18,000 25,3705 18,000 25,3744 18,010 25,3782 18,010 25,3821 18,010 25,3936 18,040 25,4244 18,060 25,4706 MEDIA DE Kex

3,541 3,358 3,227 3,221 3,452 3,370 3,289 3,133 3,017

Pr 0,7142 0,7141 0,7141 0,7141 0,7141 0,7141 0,7141 0,7140 0,7140 0,7140 0,7141 0,7140 0,7140 0,7140 0,7140 0,7138 0,7137

36,579 34,925 33,541 33,364 36,509 35,594 34,645 34,228 32,936

T1−Tf1 2,0 2,6 2,7 2,8 2,7 3,0 3,0 3,2 3,3 3,2 3,0 3,1 3,2 3,3 3,6 5,6 5,2

213,99 171,13 142,55 140,13 266,51 229,58 192,45 304,63 250,31

Gr·10−13 0,490 0,635 0,659 0,683 0,659 0,731 0,731 0,779 0,802 0,779 0,731 0,755 0,779 0,802 0,874 1,352 1,248

8,90 9,10 9,30 8,90 12,1 12,1 11,6 18,0 18,7

Nu·10−4 2,400 2,561 2,585 2,608 2,585 2,653 2,653 2,695 2,715 2,695 2,693 2,674 2,695 2,715 2,774 3,093 3,032

0,144 0,113 0,092 0,094 0,132 0,144 0,099 0,102

16,65 16,50 16,50 16,55 16,60 16,85 16,80 17,80

1,2184 1,2187 1,2191 1,2189 1,2187 1,2184 1,2178 1,2161

0,080 17,20

1,2136

he 24,319 25,974 26,221 26,458 26,221 26,923 26,923 27,358 27,565 27,358 26,923 27,140 27,358 27,565 28,177 31,455 30,891

Je 48,640 67,530 70,800 74,080 70,800 80,770 80,770 87,550 90,960 87,550 80,770 84,134 87,550 90,960 101,44 176,14 160,63

0,123 Ke 0,040 0,059 0,062 0,065 0,062 0,072 0,071 0,082 0,061 0,058 0,052 0,056 0,043 0,045 0,052 0,059 0,051

0,058

MEDIA DE K = 0,0906 JUSTIFICACIÓN TERMOECONOMICA DE LOS AISLAMIENTOS. En el trabajo que nos ocupa se hace un estudio económico sobre el consumo anual necesario para mantener un habitáculo a la temperatura de 20ºC, ya que la utilización del mismo es como sala de estar(Ver anexo tabla 1). Vamos a estudiar los dos casos siguientes: 1º ).− Suponiendo el habitáculo sin aislante. 2º ).− Suponiendo el habitáculo con aislante.

5

Calcularemos además el incremento de gasto por los aislantes, así como el período de amortización. 1.− CARACTERÍSTICAS DEL HABITÁCULO EN ESTUDIO. 1.1.− SITUACIÓN ................................... PALENCIA. (Ver anexo mapas 1 y 2). Edificio de 10 plantas y estudio del habitáculo situado en la 1ª planta sobre local no calefactado. 1.2.− DIMENSIONES. Largo........................................... 4 m. Ancho........................................... 3'5 m. Altura ......................................... 2'7 m. Superficie...................................... 14 m2. Volumen ........................................ 37'8 m3. 1.3.− SUPERFICIE TOTAL DE CERRAMIENTOS. 1.− Medianería .............................. 2'70·4 = 10'80 m2. 2.− Fachada exterior (2'70·3'50)−(1'45·1'65)−(0'25·2'70)= 6'38 m2. 3.− Ventana ................................. 1'45·1'65 = 2'39 m2. 4.− Pilar de muro exterior................... 0'25·2'70 = 0'675 m2. 5.− Pared interior de la vivienda que por estar calefactada no se procederá al estudio de su aislamiento. 6.− Pared interior de la vivienda que por estar calefactada no se procederá al estudio de su aislamiento. 7.− Puerta de separación con interior calefactado por tanto no se procederá al estudio de su aislamiento. 8.− Techo, que por estar calefactado no se procederá al estudio de su aislamiento. 9.− Suelo ................................................ 14 m2. 10.−Alfeizar de la ventana .................... 1'65·0'2 = 0'33 m2. 11.−Frente del forjado ......................... 0'36·3'5 = 1'26 m2. −−−−−−−− Superficie total de los cerramientos ..................... 35'835m2. 1.4.− FACTOR DE FORMA.

6

F = S/V ; F = 35'835 m2/ 37'8 m3 = 0'9480 m−1. 1.5.− COMBUSTIBLE A UTILIZAR. Tipo ....................................... gas natural (metano). Características caloríficas: Poder calorífico del combustible ................. 11.960 kcal/kg. 1.6.− INSTALACIÓN .................................... Individual. 1.7.− RENDIMIENTO DEL SISTEMA ............................... 60%. (Ver anexo tabla 2). 1.8.− PRECIO DEL COMBUSTIBLE ......................... 70 Ptas/kg. 2.− DEFINICIÓN DE LAS CARACTERÍSTICAS DE LOS CERRAMIENTOS. 2.1.− MEDIANERÍA. El muro medianero está compuesto por: .− Capa de yeso de 15 mm de espesor. .− Ladrillo hueco sencillo de 50 mm de espesor. .− Cámara de aire o aislante de 50 mm. de espesor. .− Ladrillo hueco sencillo de 50 mm de espesor. .− Capa de yeso de 15 mm de espesor.−−>[Author:åŒÃ“á´—] −−>[Author:(null)] CAPA Convección exterior. Yeso. Ladrillo hueco. Aislante. * Cámara de aire no ventilada. * Ladrillo hueco. Yeso. Convección interior.

ESPESOR −−−−−−−−−−−− 0'015 0'050 0'050

K(kcal/hmºC) −−−−−−−−−−−− 0'26 0'42 0'038

Rªconvec=1/h 0'13 −−−−−−−−−−−− −−−−−−−−−−−− −−−−−−−−−−−−

Rªconduc=e/k −−−−−−−−−−−− 5'76 x 10−2 0'119 1'31

0'050 0'050 0'015 −−−−−−−−−−−−

−−−−−−−−−−−− 0'42 0'26 −−−−−−−−−−−−

−−−−−−−−−−−− −−−−−−−−−−−− −−−−−−−−−−−− 0'13

0'21 0'119 5'76 x 10−2 −−−−−−−−−−−−

Para constatar estos datos (Ver anexo tablas 3,4 y 5). El espesor total es de 170 mm. 7

.− Cálculo del coeficiente parcial de transmisión de calor del cerramiento. 1º ) Sin considerar el aislante. 1/U = Ru ; Ru = Rªconvección + Rªconducción Ru = 0'13+0'13+5'76·10−2+0'119+0'119+0'21 = 0'8032 hm2ºC / kcal. 1/U = 0'8032 U1 = 1'245 kcal / hm2ºC 2º ) Considerando el aislante. Utilizando como aislante panel PV−PAPEL que es un panel semirrígido e hidrogufado de lana de vidrio aglomerado con resinas termoendurecibles, recubierto en una de sus caras con papel Kraft con polietileno que actúa de barrera de vapor. Ver anexo de características de panel, en la ficha técnica 1. Ru* = 0'13 + 0'13 + 5'76·10−2 + 5'76·10−2 + 0'119 + 0'119 + 1'31 = = 1'9232 hm2ºC / kcal. 1/U* = Ru* U1* = 0'519 kcal / hm2ºC. 2.2.− FACHADA EXTERIOR. La fachada exterior está compuesta por: .− Capa de yeso de 15 mm de espesor. .− Ladrillo hueco doble de 90 mm de espesor. .− Cámara de aire o aislante de 50 mm. de espesor. .− Ladrillo macizo cara vista de 120 m CAPA ESPESOR (m) Convección interior. −−−−−−−−−−−− Ladrillo macizo. 0'120 Cámara de aire no ventilada. * 0'050 Ladrillo hueco doble. 0'090 Yeso. 0'015 Convección exterior. −−−−−−−−−−−− Aislante. * 0'050

k(kcal/hmºC) −−−−−−−−−−−− 0'75

Rªconvec=1/h 0'13 −−−−−−−−−−−−

Rªconduc=e/k −−−−−−−−−−−− 0'16

−−−−−−−−−−−− 0'42 0'26 −−−−−−−−−−−− 0'035

−−−−−−−−−−−− −−−−−−−−−−−− −−−−−−−−−−−− 0'07 −−−−−−−−−−−−

0'21 0'214 5'76 x 10−2 −−−−−−−−−−−− 1'428

Para constatar estos datos ver anexo tablas 3,4 y 5. El espesor total es 275m .− Cálculo del coeficiente parcial de transmisión de calor del cerramiento. 1º ) Sin considerar el aislante. 8

1/U = Ru Ru = 0'13+0'16+0'21+0'214+5'76·10−2+0'07 = 0'8416 hm2ºC / kcal. U2 = 1'1882 kcal / hm2ºC 2º ) Considerando el aislante. Utilizando como aislante MUPAN que es un panel semirrígido de lana de vidrio aglomerado con resinas termoendurecibles con un velo de fibra de vidrio por cada cara. Ver anexo de características del panel en la ficha técnica 2. Ru* = 0'13+0'16+1'428+0'214+5'76·10−2+0'07 = 2'0596 hm2ºC / kcal. U2* = 0'4855 kcal / hm2ºC. 2.3.− FORJADOS. El forjado está formado por: .− Parquet de 10 mm de espesor. .− Mortero de cemento de 50 mm de espesor. .− Aislante o mortero de cemento de 25 mm de espesor. .− Bovedilla de hormigón mayor de 650 mm. de distancia entre vigada. La altura h de la bovedilla es de 250 mm. .− Yeso de 25 mm de espe CAPA Convección suelo exterior. Parquet. Mortero de cemento. Mortero de cemento. * Aislante. * Bovedilla. Yeso. Convección suelo interior.

ESPESOR (m)

k(kcal/hmºC)

Rªconvec=1/h

Rªconduc=e/k

−−−−−−−−−−−− 0'010 0'050

−−−−−−−−−−−− 0'20 1'20

0'06 −−−−−−−−−−−− −−−−−−−−−−−−

−−−−−−−−−−−− 0'050 0'0416

0'025 0'025 0'250 0'025

1'20 0'029 −−−−−−−−−−−− 0'26

−−−−−−−−−−−− −−−−−−−−−−−− −−−−−−−−−−−− −−−−−−−−−−−−

0'0208 0'8620 0'22 0'0961

−−−−−−−−−−−−

−−−−−−−−−−−−

0'20

−−−−−−−−−−−−

Para constatar estos datos ver anexo tablas 3,4,5 y 6. El espesor total es de 360 mm. .− Cálculo del coeficiente parcial de transmisión de calor del cerramiento. 9

1º ) Sin considerar el aislante. Ru = 0'06+0'050+0'0416+0'0208+0'22+0'0961+0'20 = 0'6885 hm2ºC / kcal 1/U = Ru U3 = 1'452 kcal / hm2ºC. 2º ) Considerando el aislante. Utilizamos aislante el PANEL "PF" que es un panel rígido de lana de fibra de vidrio aglomerada con resinas termoendurecibles, es imputrescible e inodoro, no es inflamable. Ver anexo de características del panel en la ficha técnica 3. Ru* = 0'06+0'05+0'0416+0'8620+0'22+0'0961+0'2 = 1'5297 hm2ºC / kcal. 1/U = Ru U3* = 0'6537 kcal / hm2ºC. 2.4.− PILAR CARA EXTERIOR. El pilar está compuesto por: .− Ladrillo macizo de 120 mm de espesor. .− Cámara de aire de 50 mm de espesor. .− Pilar de hormigón de 250 mm de espesor. .− Ladrillo hueco doble de 90 mm de espesor. .− Enlucido de yeso de 15 mm de espes .− Cálculo de los coeficientes parciales de transmisión de calor del cerramiento. Para el cálculo de los coeficientes parciales de transmisión de calor nos dirigimos a la tabla 7 del anexo. 1º ) Para el caso del pilar sin aislamiento y el muro con cámara de aire. U4 = 2'61 kcal / hm2ºC. 2º ) Para el caso del pilar con aislamiento de fieltro T−ISOVER (ver ficha técnica 4) y aislamiento del muro con MUPAN de 50 mm de espesor. U4* = 1'13 kcal / hm2ºC. 2.5.− VENTANA. La ventana está formada por: .− Vidrio simple de 6 mm de espesor con carpintería metálica de aluminio. .− Para el cálculo del coeficiente parcial de transmisión de calor, la tabla 8 no nos da la resistencia térmica

10

.− Cálculo del coeficiente parcial de transmisión de la superficie total del hueco. En la tabla 8 nos dan el coeficiente parcial de transmisión de la superficie total del hueco. 1º ) Para el vidrio simple con carpintería metálica, el coeficiente global de transmisión térmica es: U5 = 5 kcal / hm2ºC. 2º ) Para el vidrio simple de 6 mm de espesor con cámara de aire de 12 mm, con planilux de 6 mm de espesor y carpintería metálica de aluminio. U5* = 3'2 kcal / hm2ºC. 3.− CALCULO DEL COEFICIENTE GLOBAL DE TRANSMISIÓN DEL HABITÁCULO. 3.1.− HABITÁCULO SIN AISLAR. Tomando para los cerramientos que dan al exterior como factor 1 y para los que dan al interior 0'5. CERRAMIENTOS Fachada exterior. Ventana. Alféizar. Frente de forjado. Frente del pilar. Medianería. Forjado. TOTAL.

SUPERFICIEm2 6'38 2'39 0'33 1'26 0'675 10'8 14 35'835

U(kcal/hm2ºC 1'1882 5 2'354 1'11 2'61 1'245 1'452 −−−−−−−−−−−−

FACTOR 1 1 1 1 1 0'5 0'5 −−−−−−−−−−−−

TOTAL 7'5807 11'95 0'1168 1'39 1'761 6'723 10'164 39'685

Por lo tanto el coeficiente global de transmisión será: Ug = 39'685/35'835 = 1'1074 kcal / hm2ºC. Sabiendo que Palencia está situada en la zona Y, tenemos que la constante a = 0'18, y por lo tanto. Ug normativa = a(3 + 1/f) Ug normativa = 0'18(3 + 1/0'948) = 0'729 kcal / hm2ºC. Donde f es el factor de forma que viene dado por: f = S/V = 35'835 m2/37'8 m3 = 0'948 m−1. Dado que no cumple el U útil del artículo 5 para cada uno de los cerramientos se procederá a los aislamientos siguientes: .− En medianería usaremos como aislante panel PV−PAPEL de la casa ISOVER. Descripción: Panel semirrígido e hidrofugado de lana de vidrio aglomerada con resinas termoendurecibles recubierto en una de sus caras con papel kraft con polietileno que actúa de barrera de vapor. 11

Utilizaremos placas de 1'35 x 0'60 y espesor de 50 mm. La resistencia térmica a una temperatura media de + 24 ºC es 1'31 hm2ºC /kcal. .− En la fachada exterior usaremos como aislante MUPAN de la casa ISOVER. Descripción: Panel semirrígido de lana de vidrio aglomerada con resinas termoendurecibles, con un velo de fibra de vidrio por cada cara. Utilizaremos placas de 1'35 x 0'60 y espesor 50 mm. La resistencia térmica a la Tª media de + 24 ºC es de 1'428 hm2ºC / kcal. .− En los forjados usaremos PANEL "PF" como aislante de la casa ISOVER. Descripción: Panel rígido de lana de vidrio aglomerada con resinas termoendurecibles en láminas de 1'35 x 0'60 y 25 mm de espesor. La conductividad térmica a una Tª media de + 24 ºC es 0'029 kcal / hm2ºC. .− En el pilar usaremos FIELTRO−T como aislante de la casa ISOVER. Descripción: Fieltro desnudo semirrígido de lana de vidrio aglomerada con resinas termoendurecibles en láminas de 20 x 120 y de 20 mm de espesor por lo que tendremos que poner dos láminas de aislante. 3.2.− HABITÁCULO CON AISLAMIENTO. Al igual que antes tomaremos el factor 1 para los cerramientos que dan al exterior, y 0'5 para los cerramientos que dan al interior. CERRAMIENTOS Fachada exterior. Ventana. Alféizar. Frente forjado. Frente de pilar. Madianería. Forjado. TOTAL.

SUPERFICIE 6'38 2'39 0'33 1'26 0'675 10'8 14 35'835

U 0'4855 3'2 2'354 1'31 1'13 0'519 0'6537 −−−−−−−−−−−−

FACTOR 1 1 1 1 1 0'5 0'5 −−−−−−−−−−−−

TOTAL 3'0974 7'648 0'7768 1'6506 0'7627 2'8026 4'5759 21'314

Ug* = 21'314/35'835 = 0'594 kcal / hm2ºC. Con lo cual se cumple que el U global obtenido después de la modificación por aislamiento es menor que el exigido por la normativa en los artículos 4 y 5. 4.− CALCULO TEÓRICO DEL CONSUMO DE COMBUSTIBLE. Para realizar el cálculo teórico del consumo de combustible se hace a partir de la ecuación siguiente: C = Q·G·24·i· / Pc·R 12

Siendo: Q = Pérdidas totales. Q = Ug. superficie total de cambio. G = Grados dia (15−15 según la NBE), que son 1.483'4 en 5 meses, ya que se consideran sólo 5 los meses más fríos del año.(Ver anexo tabla 9). i = Coeficiente de intermitencia que es 0'85 según el anexo en la tabla 10. = Coeficiente de uso según la misma tabla vale 1 para viviendas. Pc = Poder calorífico del combustible. R = Rendimiento de la instalación del 60% según la tabla 2. Como combustible utilizamos gas natural. Poder calorífico del combustible = 11.960 kcal/kg. El precio del combustible son 70 ptas/kg. 1º ) Cálculo del consumo teórico de combustible sin aislante. C = (39'683·1.483'4·24·0'85·1)/(11.960·0'60) = 167'34 kg/año. Q = Ug · superficie = 1'1074 · 35'835 = 39'683. 2º ) Cálculo del consumo teórico de combustible con aislante. C = (21'285·1.483'4·24·0'85·1)/(11.960 · 0'60) = 89'76 kg/año. Q = Ug · superficie = 0'594 · 35'835 = 21'285. 5.− COSTO DEL CONSUMO DE COMBUSTIBLE. 1º ) En el habitáculo sin aislamiento. C · Precio del combustible = 167'34 kg/año · 70 ptas/kg = = 11.713'8 ptas/año. 2º ) En el habitáculo con aislamiento. C · Precio del combustible = 89'76 kg/año · 70 ptas/kg = = 6.283'2 ptas/año. − Ahorro con respecto al consumo sin aislamiento. A = 11.713'8 − 6.283'2 = 5.430'6 ptas/año. 6.− ANÁLISIS ECONÓMICO. Para calcular la gráfica del espesor óptimo, escogemos distintos espesores del aislante. 13

.− Para la medianería: Escogemos un espesor de aislante de 0'4 m. Rª térmica = 1'04 Ru* = 1'6522. U1* = 0'60 kcal / hm2ºC. .− Para la fachada exterior: Escogeremos espesor de aislante de 0'40 m cuya Rª térmica = 1'15 Ru* = 1'7816 U2* = 0'56 kcal / hm2ºC. .− Para el forjado: Escogemos el aislante de 0'020 m y de resistencia térmica = 0'769 Ru* = 1'4367 U3* = 0'69 kcal / hm2ºC. .− Para el pilar: Escogemos un aislante de 0'40 m. U4* = 1'10 kcal / hm2ºC. .− Calculo del coeficiente global de transmisión. CERRAMIENTO Fachada exterior. Ventana. Alféizar. Frente forjado. Frente pilar Medianería. Forjado. TOTAL.

S 6'38 2'39 0'33 1'26 0'675 10'8 14 35'835

U 0'56 3'2 2'354 1'31 1'10 0'60 0'69

FACTOR 1 1 1 1 1 0'5 0'5

TOTAL 3'5728 7'648 0'7768 1'6506 0'7425 3'24 4'83 22'2007

Ug = 22'2007/35'835 = 0'6107 kcal / hm2ºC. .− Cálculo teórico del consumo de combustible. C = (0'6107 · 35'835 · 1483'4 · 24 · 0'85 · 1) / (11960 · 0'60) = = 92'18 kg/año. Costo del consumo de combustible: C · Precio combustible = 92'18 · 70 = 6452'6 Ptas/año. Ahorro respecto al consumo sin aislamiento. A = 11713'8 Ptas/año − 6452'6 = 5261'2 Ptas/año. .− Cálculo del costo suministro y colocación del aislamiento: UNIDAD m2 m2 m2

CONCEPTO PV − PAPEL − 40. MUPAN de 40 mm. de espesor. Panel rígido de fibra de vidrio ISOVER−PF−20.

SUBTOTAL 915'61 896'29

MEDICIÓN 10'80 6'38

TOTAL 9888'58 5718'33

744'26

14

10419'64

14

m2 Fieltro − T − ISOVER. 526'22 m2 Climalit. 8062'50 COSTO TOTAL DEL AISLAMIENTO

0'675 2'39

355'1985 19269'37

45651'11

Si ahora escogemos un espesor del aislante de 60 mm. tendremos. .− Para la medianería: Rª = 2'1932 U1* = 0'4559 kcal / hm2ºC. .− Fachada exterior: U2* = 0'4270 kcal / hm2ºC. .− Forjados: U3* = 0'6537 kcal / hm2ºC. .− Pilar: U4* = 1'17 kcal / hm2ºC. .− Calculo del coeficiente global de transmisión. CERRAMIENTO Fachada exterior. Ventana. Alféizar. Frente forjado. Frente pilar Medianería. Forjado. TOTAL.

S 6'38 2'39 0'33 1'26 0'675 10'8 14 35'835

U 0'4270 3'2 2'354 1'31 1'17 0'4559 0'6537

FACTOR 1 1 1 1 1 0'5 0'5

TOTAL 2'7242 7'648 0'7768 1'6506 0'7897 2'4618 4'5759 20'627

Ug = 20'627/35'835 = 0'5756 kcal / hm2ºC. .− Cálculo teórico del consumo de combustible. C = 86'98 kg/año. Costo del combustible = 86'98 · 70 = 6088'91 Ptas. Ahorro = 11713'8 − 6088'91 = 5624'89 Ptas/año. .− Cálculo del suministro y colocación del aislamiento. UNIDAD

CONCEPTO

SUBTOTAL

MEDICIÓN

TOTAL 15

m2

PV−PAPEL−60 mm.

1315'61

10'80

14208'58

m2 MUPAN−60 mm. 1396'29 m2 ISOVER−PF. 1094'26 m2 FIELTRO−T. 676'22 m2 CLIMALIT. 8062'5 COSTO TOTAL DEL AISLAMIENTO.

6'38 14 0'675 2'39

8393'59 15319'64 456'44 19269'37

57647'62Pts

Si ahora escogemos un espesor del aislante de 30 mm. .− Para la medianería: U1* = 0'7177 kcal / hm2ºC. .− Para la fachada: U2* = 0'5400 kcal / hm2ºC. .− Para el forjado: U3* = 0'6537 kcal / hm2ºC. .− Para el pilar: U4* = 1'08 kcal / hm2ºC. .− Calculo del coeficiente global de transmisión. CERRAMIENTO Fachada exterior. Ventana. Alféizar. Frente forjado. Frente pilar Medianería. Forjado. TOTAL.

S 6'38 2'39 0'33 1'26 0'675 10'8 14 35'835

U 0'54 3'2 2'354 1'31 1'08 0'674 0'653

FACTOR 1 1 1 1 1 0'5 0'5

TOTAL 3'44 7'648 0'7768 1'6506 0'789 3'6396 4'571 22'44

Ug = 22'44/35'835 = 0'63 kcal / hm2ºC. .− Cálculo teórico del consumo de combustible. C = 93'94 kg/año. .− Cálculo del costo del combustible. c = 93'94 · 70 = 6575'98 Ptas. Ahorro = 11713'8 − 6575'98 = 5137'82 Ptas/año. 16

.− Cálculo del suministro y colocación del aislamiento. UNIDAD CONCEPTO SUBTOTAL m2 PV−PAPEL−30 mm. 715'61 m2 MUPAN − 30 mm. 646'29 m2 ISOVER − PF. 569'26 m2 FIELTRO − T. 471'22 m2 CLIMALIT. 8062'5 COSTO TOTAL DEL AISLAMIENTO.

MEDICIÓN 10'80 6'38 14 0'675 2'39

TOTAL 7728'58 4123'33 7969'64 318'0735 19269'37

39408'99

Así para nuestros espesores calculados tenemos: AISLAMIENTO. UGlobal(kcal/hm2ºC). AHORRO Kg/año. AHORRO Pts/año. INVERSIÓN AISLAMIENTO. PERIODO DE REEMBOLSO A INFLACIÓN CTE. RATIO B/I a 20 años.

−−−−−−− 1'1074 −−−−−−− −−−−−−− −−−−−−−

30 mm. 0'63 73'36 5135'20 39408'99

−−−−−−− 7'67 años. −−−−−−− 2'60

40 mm. 0'61 75'20 5264'00 45651'11

50 mm. 0'594 77'54 5427'80 51906'74

60 mm. 0'5756 80'32 5622'40 57647'62

8'67 años. 2'30

9'56 años. 2'092

10'25 años. 1'95

EBULLICION Y CONDENSACION 1.1.− INTRODUCCIÓN TEORICA La transmisión de calor y los procesos por los que transcu-rre deben ser perfectamente conocidos y controlados para diseñar y optimizar muchos de los sistemas industriales de gran relevan-cia, como pueden ser calefacciones, sistemas de refrigeración, calderas, etc. Es también importante tener en cuenta el fenómeno de la transmisión de calor en elementos tan importantes como motores, compresores, turbinas, difusores, depósitos, etc. Uno de los mecanismos de transmisión de calor, y que es el objeto de esta práctica, es el de cambio de fase, en particular la ebullición. Se trata de ver cómo varía el coeficiente de película en una superficie que se sumerge en un fluido a una temperatura mayor que la de saturación de éste y calcular los distintos valores que toma al variar. La forma más sencilla de analizar la ebullición es la ebullición en recipientes a la presión atmosférica. El fluido se encuentra dentro del recipiente, y en el se sumerge una superficie a temperatura mayor que la de saturación provocando que entre en ebullicion. Conseguimos una mayor simplificación en el análisis utilizando como fluido agua líquida, de la que se conocen perfectamente todas sus propiedades físicas y químicas y aparecen tabulados. En particular, los investigadores Farber y Scorah utilizaron como superficie un alambre de platino calentado eléctricamente y obtuvieron un gráfico (fig. 1) que relacionaba el coeficiente de película, h, con el flujo de calor expresado como diferencia de temperaturas entre la temperatura de la superficie que se introduce, Tw, y la de saturación, Ts, que es a la que se encontraba el agua. Los resultados obtenidos no dejan de sorprendernos de un simple vistazo al descubrir que el coeficiente de película no es ni mucho menos constante, como había propuesto el más famoso de los físicos de su época y probablemente de todos los tiempos, Isaac Newton.

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Para un mejor estudio de la curva, ésta se puede dividir en seis regiones con diferentes pendientes cada una. Cada región corresponde a forma de ebullición distinta, que pasamos a describir a continuació En la región I hay convección pura, sin formación de burbujas. El coeficiente de película, h, en esta región, y siempre que el bulbo introducido cumpla la relación D/L 35/Gr1/4 se calcula mediante la correlación de McAdams: Nu = c (Pr·Gr)n En las regiones II y III se produce ebullición nucleada, es decir, se forman burbujas durante la ebullición. Estas burbujas tienen dos modos de actuar, pueden condensar en el líquido recalentado (región II), o bien suben hasta la superficie de separación (región III). Aunque el fenómeno de las burbujas no está perfectamente estudiado todavía, se poseen gran cantidad de datos experimentales y relaciones empíricas, como la de Rohsenow: CpL·(Tw − Ts) J L−v 0'33 −−−−−−−−−−−−−−−−−− = B −−−−−−−−− −−−−−−−−−−−−−− (1 ·(PrL)1'7* L· g·(L− v) donde: CpL = Calor específico del líquido saturado (W·s/(Kg °C)). B = Constante que depende de la combinación superficie de calentamiento−fluido. = Calor latente de vaporización (W·s/Kg). g = Aceleración de la gravedad (m/s²). PrL = Número de Prandlt para el líquido saturado. J = Densidad de flujo de calor de la ebullición (W/m²). µL = Viscosidad del líquido saturado (Kg/(m·s)). L = Densidad del líquido saturado (Kg/m3). v = Densidad del vapor saturado (Kg/m3). L−v = Tensión superficial en la superficie de separación entre líquido y vapor (N/m) De esta expresión se puede obtener J, que es el único dato que generalmente se desconoce. Zuber propone la siguiente ecuación empírica para calcular el pico del flujo de calor: L−v·g·(L−v) 1/4 L + v 1/2

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Jmax = −−−−− v· −−−−−−−−−−−−−−−−−−−−− −−−−−−−−−− 24 v2 L En los experimentos que se desarrollan más adelante en esta exposición, no se superará el límite de la región III, por lo que prescindiremos en esta introducción de exponer los resultados matemáticos referentes a las tres regiones restantes. Baste decir que en estas regiones empieza a cobrar importancia otro fenómeno de transmisión de calor como es la radiación y que la ebullición se produce en película. 2.− METODOLOGÍA DE LA PRÁCTICA Disponemos de un registrador gráfico que trabaja con una escala de 10 mv y un avance de papel de 30 cm/min.; un aparto de ebullición consistente en un recipiente que contiene 20 l de agua y un bulbo (cilindro) cuyas características son: masa = 2,5030 Kg, diámetro= 100,02 mm y longitud = 36,31 mm; y que se puede sumergir y sacar del recipiente. Además conocemos la temperatura del agua, que puede ser calentada a voluntad a través de una resistencia. En el registrador se miden la diferencia de temperaturas entre el bulbo y el agua Calentando el bulbo a diferentes temperaturas y manteniendo constante la temperatura del agua, a unos 95 °C, en el registra-dor aparecerá cómo se ha producido la variación de temperaturas entre el bulbo y el agua, es decir, como ha transcurrido la transmisión de calor, al introducir el bulbo en el recipiente. La cesión de la energía térmica del bulbo al agua produce la ebullición. Esta cesión se realiza mediante un flujo de calor. Matemáticamente: CpL ML (Tf − Ti) + m Q = −−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−− t siendo: CpL = calor específico del agua (W·s/Kg °C). ML = Masa de agua que se calienta (Kg). Tf = Temperatura final del agua en el proceso (°C). Ti = Temperatura inicial del agua en el proceso (°C). = Calor latente de vaporización del agua (W·s/Kg). m = masa de agua que se evapora (Kg). t = tiempo que permanece el bulbo en el agua (30 s aprox.) Haremos la simplificación de no considerar el término debido al agua que se evapora, pues resulta difícil de calcular ya que requeriría un proceso posterior de condensación del vapor. No obstante, hay que tener en cuenta que esto supone una desviación de importancia respecto al verdadero valor de Q Por otro lado, sabemos que el flujo de calor se produce por convección(*), por lo que el proceso responde a la 19

fórmula de enfriamiento de Newton: Q = h·A (Ts −T) (*)La ebullición es un caso particular de convección en el que el coeficiente de película es muy elevado, variando entre 2000 y 30000w/m2ºC. donde: h = coeficiente de película (W/(m²°C)). A = Superficie del bulbo (m). Ts = Temperatura media del bulbo en el proceso (°C), es decir T bulbo inicial + T bulbo final Ts = −−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−− 2 T = Temperatura media del agua en el proceso (°C), es decir, T agua inicial + T agua final T_ = −−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−− 2 Igualando ambas ecuaciones resulta: CpL · ML · (Tf − Ti) = h · A · t · (Ts − T) (2) y puesto que son todo lo demás datos conocidos, podemos despejar el valor de h, que es lo que buscamos. 3.− DESARROLLO DE LA PRÁCTICA Las temperaturas inicial y final del agua se pueden leer directamente. Midiendo las gráficas obtenidas, y puesto que conocemos la velocidad, podemos conocer el tiempo empleado en cada experimento, así como la diferencia de temperaturas entre el bulbo y el agua, tanto al principio como al final del experimento. Los resultados obtenidos son tabulados a continuación: Ti(°C) 1 2 3 4 5

94,5 95,7 96,2 96,4 94,6

Tf(ºC) 95,2 96,2 96,5 96,6 94,3

t(s) 28 35 36 35 33

Ts 129,4 122,5 119,0 116,0 111,5

T 34'5 26'5 22'6 19'5 17

T 94,9 96,0 96,4 96,5 94,5

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No resulta difícil encontrar en la tablas referentes a las propiedades del vapor y del líquido saturado para el agua y en otras tablas los valores de las constantes que necesitamos introducir en las expresiones: L = 958,31 Kg/m3 v = 0,5977 Kg/m3 = 2255173,5 W·s/Kg g = 9,81 m/s² L−v = 58,8·10−3 N/m µL = 2,8·10−4 Kg/(m·s) CpL = 4211 W·s/(Kg·°C) B = 0.0058 PrL = 1,75 ML = 20 Kg Area del bulbo = 0,0271 m² Despejamos J de la ecuación (1) CpL (Tw − Ts_) 3 g(L−v) J = −−−−−−−−−−−−−−−−−−− · L· −−−−−−−−−−−−−−− (W/m²) ·(PrL)1'7·L−v B y por ser la ebullición un caso particular de convección: Q = J · A = h (Ts − T) De esta forma podemos calcular el coeficiente de película de forma teórica. A través de la ecuación (2) se calcula el coeficiente de película según los datos del experimento que tenemos. Notas a)El experimento 5 es un caso especial puesto que la tempera-tura inicial del proceso resulta ser mayor que la final. Esto es debido a que se desprende más calor por cambio de fase en el agua que el que cede el bulbo, por lo tanto no consideraremos este resultado como significativo para el cálculo de los valores del coeficiente de película. b)El flujo máximo de calor resulta ser: Jmax = 620460,33 W/m² , de donde,

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Qmax = 16814,475 W Como se verá, en ninguno de los experimentos se ha sobrepasado este flujo máximo, por lo que nos estaremos moviendo en las regiones I a III. c)La diferencia de temperaturas entre el bulbo y el agua y la consideración de la gráfica de la fig. 1, hacen pensar que nos movemos en las regiones II y III, por lo que aplicaremos el desarrollo matemático obtenido para estas regiones. Experimento 1 JTeórico =197,187 KW/m² QT = 197,187 · 0.0271 = 5,343 KW hT = 5715,58W/(m²·°C) Qexperimental = 2105,5 W he = 2252,00 W/(m²·°C) Experimento 2: JT = 89,363 KW/m² QT = 2,421 KW hT = 3372,2 W/(m²·°C) Qe = 1203,1 W he = 1675,33 W/(m²·°C) Experimento 3: JT = 55,30 KW/m² QT = 1502,16 W hT = 2452,67 W/(m²·°C) Qe = 701,8 W he = 1145,92 W/(m²·°C) Experimento 4: JT = 35,606KW/m² QT = 964,92 W hT = 1825,96 W/(m²·°C) 22

Qe = 481,25 W ,69 W/(m²·°C COMENTARIOS Se aprecia a simple vista que a medida que disminuye la diferen-cia de temperaturas, el flujo de calor será menor, y consecuente-mente, disminuirá el coeficiente de película. Observando la gráfica de la fig. 1, se ve que es lo que cabía esperar. Por otro lado, resulta muy significativa la gran diferencia entre el valor teórico y el experimental. Esta diferencia puede explicarse teniendo en cuenta que despreciamos un término, el correspondien-te a la masa de agua que se eva-pora, que es muy significativo a las temperaturas en que nos movemos; además de los inevi-tables errores al hacer las mediciones, que no siempre dan unos datos tan precisos como desearíamos, y tanto más en cuanto que son tomados sobre una gráfica. CALCULO DE LA INSTALACION DE CALEFACCION:SISTEMA BITUBULAR 1.1.− CALCULO DE LAS PERDIDAS DE CALOR POR TRANSMISIÓN Las pérdidas de calor por transmisión de calor vienen determinadas por la fórmula siguiente: QT = S · U · T siendo: QT = Cantidad de calor (Kcal/hora). S = Superficie (m²). U = Coeficiente de transmisión de calor (Kcal/(h·m²·°C)) del cerramiento. T = Diferencia de temperaturas entre el exterior y el interior. Fachada exterior: Temperatura interior = 20 °C Temperatura exterior = −6 °C Ver anexo, tabla 1. T = 26 °C S = 6,38 m² U = 0,4855 Kcal/(h·m²·°C) QT = 6,38 m² · 0,4855 Kcal/(h·m²·°C) · 26 °C = 80,53 Kcal/h Medianería: Tª interior = 20 °C

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Tª exterior = 10 °C T = 10 °C S = 10,8 m² U = 0,519 Kcal/(h·m²·°C) QT = 10,8 · 0,519 · 10 = 56,052 Kcal/h V ventana Tª exterior = −6 °C Tª interior = 20 °C T = 26 °C S = 2,39 m² U = 3,2 Kcal/(h·m²·°C) QT = 2,39 · 3,2 · 26 = 198,848 Kcal/h Forjado: Tª exterior = 6 °C Tª interior = 20 °C T = 14 °C S = 14 m² U = 0,6537 Kcal/(h·m²·°C) QT = 14 · 0,6537 · 14 = 128,12 Kcal/h Frente del pilar: Tª exterior = −6 °C Tª interior = 20 °C T = 26 °C S = 0,675 m² U = 1,13 Kcal/(h·m²·°C)

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QT = 0,675 · 26 · 1,13 = 19,83 Kcal/h Alfeizar: Tª exterior = −6 °C Tª interior = 20 °C T = 26 °C S = 0,33 m² U = 2,354 Kcal/(h·m²·°C) QT = 0,33 · 2,354 · 26 = 20,19 Kcal/h Frente del fojado. Tª exterior = −6 °C Tª interior = 20 °C T = 26 °C S = 0,33 m² U = 1,31 Kcal/(h·m²·°C) QT = 1,26 · 1,31 · 26 = 42,91 Kcal/h Q Total por transmisión = Q parciales qt=546,48 Kcal/h 1.2.− CALCULO DE PERDIDAS DE CALOR POR INFILTRACIÓN DE AIRE Estas pérdidas se valoran mediante la fórmula: QI = V · Ce · Pe · · T Siendo: V = Volumen (m3) Ce = Calor específico del aire; 0,24 Kcal/(Kg·°C) Pe = Peso específico del aire seco; 1,24 Kg/m3 a 10 °C y 1,25 a 20 °C = Numero de renovaciones/hora (0,5 en general excepto en comedor−estar y baño que se puede usar 1) T = Diferencia entre la temperatura interior y la exterior.

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El habitáculo escogido es el comedor−estar, por lo tanto, = 1 Tª exterior = −6 °C Tª interior = 20 °C T = 26 °C V = 37,8 m3 QI = 37,8 · 0,24 · 1,25 · 1 · 26 = 294,84 Kcal/h QI = 294,84 kcal/h 1.3.− CALCULO DE LOS SUPLEMENTOS Por orientación al norte.................................. 0,05 Por intermitencia......................................... 0,10 −−−−−−−−−−−− Total factor ....................................... F = 0,15 1.4.− CALCULO DE LAS PÉRDIDAS DE CALOR TOTALES QTotal = (QT+QI)·(1+F) QTotal = (546,48+294,84)·(1 + 0,15) QTotal = 967,518 Kcal/h 2.−EMISION CALORIFICA DE LOS ELEMENTOS DE CALOR: El dimensionado del emisor se hace normalmente para T=60°C cuyas condiciones de trabajo son: Te = Temperatura de entrada = 90 °C Ts = Temperatura de salida = 70 °C Tm = Temperatura media (90 + 70)/2 = 80 °C Ta = Temperatura ambiente = 20 °C Luego: T = Tm − Ta = 80 −20 = 60 °C T = 60 ºC 2.1.− CALCULO DEL SALTO TERMICO T

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La diferencia entre las temperaturas de entrada y salida para una determinada temperatura ambiente es un valor determinante para el cálculo del salto térmico de un emisor. Debe tenerse en cuenta que: 1º) Cuando Tsalida/Tentrada 0,7 el salto térmico puede determinarse mediante la media aritmética: T = Tm − Ta = (Te − Ts)/2 − Ta 2º) Cuando Tsalida/Tentrada < 0,7 el salto térmico puede determinarse mediante la media logarítmica: Te − Ts T = −−−−−−−−−−−−−−−− ln (Te − Ts) Para valorar el salto térmico de un emisor en las condicio-nes de trabajo: Ts = 70 °C, Te = 90 °C, Tm = 80 °C y Ta = 20 °C Ts Ts − Ta 70 − 20 50 −−−−−− = −−−−−−−−− = −−−−−−−− = −−−−− = 0,7142 > 7 Te Te − Ta 90 − 20 70 T = (90 + 70)/2 − 20 = 60 °C Se procederá a la colocación de un elemento radiador de aluminio. La longitud de los elementos es de 80 mm, el ancho es de 100 mm y el alto de 600 mm. Emisión en Kcal/h = 157,9. La ubicación del emisor corresponde con la disposición 1−B obtenien-do un rendimiento del mismo del 100% (ver anexo tabla 3). El número de elementos que se colocan, N: Pérdidas de calor N = −−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−− Emisión calorífica de cada elemento 967,518 Kcal/h N = −−−−−−−−−−−−−−−−− = 6,12 7 elementos. 157,9 Kcal/h 3.− CALCULO DE LA CALDERA: En la caldera tiene lugar el intercambio de calor entre el que emite el combustible quemado y el fluido calefactor que lo recibe.

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La potencia de la caldera se determina por la siguiente fórmula: P = (Q + QL)· a Donde: P = Potencia de la caldera (Kcal/h). Q = Potencia instalada en radiadores (Kcal/h). QL = Pérdidas de calor por tuberías (Kcal/h). a = Aumento por inercia (1,1 − 1,2). Potencia instalada en radiadores: Q = 7 · 157,9 = 1105,3 Kcal/h Pérdidas de calor por tuberías: Se considera la instalación montada en tubo de cobre de diámetro nominal entre 12/14 mm, escogemos 13 mm (ver anexo tabla 7) cuya pérdida de calor es de 55 Kcal/(h·m). Considerando una longitud máxima de tubería de la caldera al elemento radiante de 10 m, las pérdidas caloríficas serán: Q = 55 Kcal/(m·h) · 10 m = 550 Kcal/h La potencia total: P = (1105,3 + 550) · 1,15 = 1903,59 Kcal/h 4.− SELECCION DEL QUEMADOR: Para el correcto acoplamiento de un quemador a un generador debe considerarse fundamentalmente la potencia y la característi-cas de la cámara de combustión de este. Elegido el generador, según la potencia requerida por la instalación, deberá calcularse el valor de Kg/h de combustible a quemar. P Kg/h = −−−−−−−−− PCI · Siendo: P = Potencia del generador (Kcal/h). PCI = Poder calorífico inferior del combustible (Kcal/kg). = Rendimiento del generador. 1903,59 Kcal/h

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Kg/h = −−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−− = 0,187 Kg/h 11960 Kcal/kg · 0,85 Cantidad de combustible a quemar = 0,187 Kg/h Ver esquema 3 de quemadores en el anexo. 5.− CALCULO DEL VASO DE EXPANSION: Hay dos sistemas: − Sistema de expansión abierto − Sistema de expansión cerrado Capacidad útil del depósito: Vu = Vi · a% Donde: Vu = Volumen o capacidad útil. Vi = Volumen de agua en la instalación. a% = Coeficiente de dilatación del agua(= 2,9) Vi = V agua radiadores + V agua tuberías + V agua caldera V agua radiadores = 7 · 0,42 = 2,94 l V agua tuberías = 100 (0,13/2)² = 1,32 dm3 = 1,32 l V agua caldera = 20 dm3 = 20 l Vi = 2,94 + 1,32 + 20 = 24,26 l a% = 0,029 Vu = 24,26 · 0,029 = 0,7037 l Es necesario calcular el coeficiente de utilización que depende de la altura nanométrica de la instalación y de la presión máxima de trabajo: (Pf − Pi)/ Pf = ; Vv = Vu/ Siendo: Pf = Presión absoluta máxima de trabajo. Pi = Presión absoluta, altura manométrica. 29

= Coeficiente de utilización. Vu = Capacidad útil del depósito. Vv = Capacidad total del depósito. Pf = 4 Kg/cm² Pi = 3 Kg/cm² (Para constatar estos datos ir al esquema 4 del anexo) (4−3)/4 = = 0,25 Vv = 0,7037/0,25 = 2,81 l La capacidad total del depósito es: Vv = 2'81 l. 6.− CALCULO DEL CIRCULADOR: La función de la bomba de circulación consiste en vencer las resistencias que presenta el circuito al tránsito del agua por su interior haciéndola más movible. Emplearemos exclusivamente bombas centrífugas accionadas por motor eléctrico. El caudal de agua circulante vendrá concretado por la ecuación: P C = −−−−−−−−−−−−−−− T · Ce · Pe Donde: C = Caudal en (l/h). P = Potencia de la caldera (Kcal/h). T = Salto térmico (T ida − T retorno). Ce = Calor específico (Kcal/(h·Kg·°C)) = 1 para el agua. Pe = Peso específico (Kg/dm3) = 1 para el agua. 1903,59 C = −−−−−−−−−−−−−−−−−−−− = 95,17 l/h (90 − 70) · 1 · 1 C = 95'17 l/h

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Cálculo de la potencia de la bomba: C·H· N = −−−−−−−−−−−−−−−−− 102 · 3600 · Siendo: N = Potencia necesaria de la bomba (Kw). C = Caudalde agua circulante (l/h). H = Perdida de carga en mm de la columna de agua. = Presión de elevación en mm de la columna de agua. = Rendimiento de la bomba. Rendimiento máximo de la bomba= 0,4. 95,17 · 45,022 · 20 N = −−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−− = 0,583 Kw 102 · 3600 · 0,4 N = 0'583 Kw 7.− CALCULO DE LAS TUBERIAS: 7.1.− PERDIDAS DE PRESIÓN Y DE CARGA Cuando un fluido circula por el interior de un tubo recto de igual sección en toda su longitud, la presión de este fluido disminuye rectilíneamente a lo largo del tubo. Siendo L la longitud del tubo en metros y P1 y P2 las presiones inicial y final respectivamente: Caída de presión = P1 − P2 Pérdida de carga = P = (P1 − P2)/L Diámetro de la tubería de la instalación = 13 mm Sección de la tubería = · (0,13/2)² = 1,32·10−2 dm² Velocidad del agua = C/S = 95,17/1,32·10−2 = 7170,07 dm/h Velocidad del agua = 0,199 m/s Según la tabla 4 del anexo, obtenemos una pérdida de carga de 4,5 mm c.a./m P = 4,5 mm c.a./m

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La pérdida de carga total es: P1 = 4,5 · 10 = 45 mm c.a. 7.2.− CALCULO DE LA CAIDA DE PRESION EN RESISTENCIAS SIMPLES Se calcula mediante la siguiente fórmula: V² · P = · −−−−−−−−− 2·g Siendo: P = Pérdida de presión (Kg/m²). V = Velocidad (m/s). = Coeficiente de resistencia. = Peso específico (Kg/m3) = 1 Kg/m3 g = Aceleración de la gravedad (m/s² Caldera: P2 = 2,5 (0,199²/2·9,8) = 5,05·10−3 mm c.a. Radiadores: P3 = 3 · (0,199²/2·9,8) = 6,06·10−3 mm c.a. Codos a 90°: Relación de Radio/Diámetro = 1,5 ; si hay tres codos: P4 = 3 · 0,5 (0,199²/2·9,8) = 3,03·10−3 mm c.a. Válvula de retención: Si hay dos válvulas: P5 = 2 · 2 · (0,199²/2·9,8) = 8,08·10−3 mm c.a. PTotal = P1 + P2 + P3 + P4 + P5 PTotal = 45,022 mm c.a. 8.− CALCULO DE LA CHIMENEA: T = H (Ya − Yg)

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Donde: T = Tiro de la chimenea en mm c.a. H = Altura vertical en m. Ya = Peso específico del aire exterior (Kg/m3). Yg = Peso específico gases de combustión (Kg/m3). También podemos utilizar las tablas (ver anexo, tabla 5) considerando que para una temperatura media de los humos de 250°C entonces T = 0,51 mm c.a./m. Colocando una chimenea de 10 m de longitud, T = 10 · 0,51 = 5,1 mm c.a. Calculo de la sección: Utilizamos la expresión: S = k · P/h½ Siendo: S = Sección (cm²). P = Potencia de la caldera (Kcal/h). k = Coeficiente = 0,014 para calderas presurizadas. (m), se calcula mediante la expresión: h = H − (n·0,5 + L + p) donde: H = Altura real. n = Número de codos. h = Altura reducida. L = Longitud horizontal. p = Resistencia de la caldera de 2 mm hasta 160000 Kcal/h. h = 10 − (2·0,5 + 0,20 + 0,002) = 8,798 m h = 8'798 m. El lado de la chimenea rectangular, l = 2,99 cm. El diámetro de la sección equivalente es: 33

2 · a · b 2 · 2,99 · 2,99 D = −−−−−−−−−−− = −−−−−−−−−−−−−−−−− = 2,99 cm a + b 2,99 + 2,99 D = 2'99 cm. Cálculo del conducto horizontal: E = S ·(0,6(L/H) + 1) Donde: E = Sección en cm² del canal horizontal. S = Sección vertical. L = Longitud horizontal. H = Altura de la chimenea. E = 9,09 cm² El diámetro de la sección circular equivalente es: l = 3,01 2 · 3,01 · 3,01 D = −−−−−−−−−−−−−−−−− = 3,01 cm 3,01 + 3,01 9.− CALCULO DEL CONSUMO ANUAL DE COMBUSTIBLE: Z (Ta − Tem) · a · b · c · Q Co = 24 · −−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−− (Ta − Temin) · PCI · Siendo: Co = Consumo anual de combustible (Kg ó m3). Z = Número de días de calefacción. Ta = Temperatura ambiente. Tem = Temperatura exterior media durante el período de calefac-ción. Temin = Temperatura exterior mínima.

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PCI = Poder calorífico inferior del combustible. = Rendimiento total de la instalación. a = Factor de reducción de la temperatura. a = 0,9 en viviendas con reducción nocturna. b = Factor de reducción del servicio. b = 1 en viviendas con calefacción continua. c = Factor de corrección de la exigencia calorífica. perdidas por transmisión Qt c = −−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−− = −−−−− pérdidas totales Q c = 546,48/967,518 = 0,56 5 · 30 (20 − 6) · 0,9 · 1 · 0,56 · 967,518 Co = 24 · −−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−− (20 + 6) · 11960 · 0,60 Co = 131,72 Kg de combustible. Por ser el precio del combutible en el mercado a 70 pts/Kg: Costo Anual = 9220,6 pts. BOMBA DE CALOR Una bomba de calor es una máquina capaz de bombear calor de un foco frío a uno de mayor temperatura aportando un trabajo. PROPIEDADES DE LA MÁQUINA FRIGORIFICA O BOMBA DE CALOR .− Potencia calorífica ( Qc ): Es la cantidad de calor cedida por unidad de tiempo. Se expresa en calorías por hora o vatios. .− Potencia frigorífica ( Qe ): Es la cantidad de caloor extraida del foco frío en unidad de tiempo. Se expresa en frigorías por hora o vatios. .− Producción calorífica especefica ( qc ): Es la relación que existe entre la potencia calorífica de la instalación y el caudal masico de refrigerante que circula por ella. qc = Qc/m .− Producción frigorífica específica ( qe ): Es la relación que existe entre la potencia frigorífica de la instalación y el caudal masico de refrigerante que circula por ella. qe = Qe/m 35

.− Coeficiente de funcionamiento o C.O.P.: Es la relación que existe entre la potencia calorífica o frigorífica y la potencia consumida por la máquina. C.O.P.M.F. = Qe/W C.O.P.B.C. = Qc/W El esquema de una bomba de calor es el siguiente: El regrigerante, en nuestro caso R−12 circula en el sentido indicado en el esquema. En el punto 1 tenemos líquido saturado, este líquido pasa por una válvula de expansión donde se reduce su presión a entalpía constante obteniéndose mezcla de líquido y vapor en el punto 2. Esta mezcla pasa por el evaporador, se convierte en vapor saturado (punto 3) manteniéndose la presión y temperatura constantes. El cambio de fase se produce absorbiendo calor. Del punto 3 se pasa al 4 aumentando la presión con un compresor. El proceso se supone adiabático y reversible, lo que equivale a isoentrópico. En el punto 4 tenemos vapor sobrecalentado. En este proceso se aporta un trabajo técnico. Para volver al punto 1, el R−12 pasa por el condensador donde se convierte en líquido saturado a presión constante. En el condensador se desprende calor, que es el objeto de la instalación. Este ciclo se puede representar en un diagrama presión−entalpía: En el laboratorio se tiene una bomba de calor de R−12 con el condensador conectado a un intercambiador de calor que pasa el calor a una placa de calefacción. La tabla de datos tomados en el laboratorio fue: CALEFACCION DESPUES 54ºC

54ºC

54'5ºC

55ºC

55'2ºC

55'2ºC

55'2ºC

ANTE EL

COMPRESOR DESPUES 62ºC

57ºC 15 bar 63ºC 57ºC 15'2 bar 63'5ºC 57'5ºC 15'5 bar 64ºC 57'5ºC 15'7 bar 64ºC 58ºC 15'8 bar 64ºC 58ºC 15'7 bar 64'8ºC 58ºC 16 bar

ANTE EL 0ºC 2 bar 0ºC 2 bar 0ºC 2 bar 0ºC 2 bar 0ºC 2 bar 0ºC 2 bar 0ºC 2 bar

Estas medidas fueron tomadas cada cinco minutos. Los valores medios salen: 36

54'7

63'61ºC 57'57 15'4 bar

0ºC 2 bar

Las presiones que miden las manómetros son presiones relativas, no son las absolutas Presión absoluta=Presión relativa+Presión atmosférica. Sumando una atmósfera de presión las presiones después y antes del compresor salen 16.4 bar y 3 bar respectivamente, pasándolas a MN/m² salen 1.64 MN/m² y 0,3 MN/m² Suponiendo un rendimiento de 0.85 desde el condensador a la placa de calefacción y conociendo el flujo de agua de la calefacción: 6 l/min=0.1 l/s podemos calcular la potencia calorífica. Acudiendo a tablas se obtiene un calor específico del agua para la temperatura media de la placa de calefacción de CpH2O=4.184 Kj/kg°C, para la densidad =984.92 kg/m3=0.985kg/l, y el flujo másico m = 0.1·0.985 = 0.0985 kg/s Potencia calorífica de la placa: Qplaca= mCpTs−Te=0.0985·4.184·(57.57−54.7)=1.183 kj/s Como suponemos que el rendimiento es del 0.85 potencia frigorífica del condensador = Qplaca/0.85 Qcondensador=1.183/0.85 = 1.392kj/s Llevando los datos del R−12 a un diagrama presión−entalpía se obtiene el siguiente diagrama. Las propiedades en cada punto son: PUNTO 1 2 3 4

PRESIÓN (MN/m2)

TEMPERATURA (ºC)

ENTALPÍA ESPECÍFICA (KJ/Kg).

1'64 0'3 0'3 1'64

63'61 0 0 73

100 100 185 218

C.O.P.=(h4−h1)/(h4−h3)=(218−100)/(218−185)=3.576 También se puede calcular el flujo másico medio del regrigerante ya que: m(h4−h1)=Qcondensador m=1.392/(218−100)=0.011Kg/s La potencia que aporta el compresor es: W=m(h4−h3)=0.011·(218−185)=0.363 kj/s

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CALCULO POR SUELO RADIANTE La calefacción por suelo irradia calor de abajo−arriba, incidiendo sobre los cuerpos sólidos (techos, paredes, personas,...) elevando su temperatura, además, al coincidir prácticamente la superficie radiante con la superficie de la habitación, el reparto de temperaturas es uniforme. Por otro lado, como actúa a muy baja temperatura, tampoco genera corriente de aire. 1.− DATOS DEL HABITÁCULO 1.1.− DIMENSIONES Largo −−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−− 4 m. Ancho −−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−− 3´5 m. Altura −−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−− 2´7 m. Superficie −−−−−−−−−−−−−−−−−−−− 14 m2. Volumen −−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−− 37´8 m3. 1.2.− COEFICIENTE DE TRANSMISIÓN GLOBAL Ug = 0´594 kcal/hm2ºC Ug = 0´594 kcal/hm2ºC · 1´16 = 0´68904 w/m2ºC k = 0´20 kcal/hmºC, esto es, k = 0´232 w/mºC. PALENCIA ZONA CLIMÁTICA D. 1.3.− CALCULO DE LA CARGA TERMICA Tª exterior= −5ºC. Podremos tomar la temperatura exterior un grado inferior, por lo tanto, tomaremos la temperatura exterior de −5ºC. Según la utilización del gráfico nº 1 del anexo, la carga térmica Q, será igual a Q = 50 w/m2. 2.− CALCULO DE LA TEMPERATURA DE LA SUPERFICIE DEL SUELO INCLUIDO EL REVESTIMIENTO SUPERFICIAL Para el cálculo de la temperatura de la superficie del suelo, utilizaremos la siguiente fórmula: Tf = TL + (qh/f) siendo: Tf = temperatura del suelo. 38

TL = temperatura ambiente 18ºC a 1´80 m. del suelo. qh = carga térmica en N/m2 . f = factor de cesión de calor. f = 8´5 N/m2k, de donde: Tf= 18 + (50 N/m2 /8´5 N/m2k) = 23´88ºC Esta es la temperatura que obtendremos justo en la superficie del cemento antes de colocar el parquet. 3.− CALCULO DE LA DEMANDA DE CALOR CORREGIDA EN FUNCIÓN DEL REVESTIMIENTO Qh = qh · f1 Siendo: Qh = demanda de calor corregida en función del revestimiento final. qh = carga térmica en w/m2. f1 = coeficiente de corrección. Qh = 50 w/m2 · 1´385 = 69´25 w/m2 4.− CALCULO DE LA TEMPERATURA MEDIA DEL AGUA Y DISTANCIA ENTRE EJES DE CONDUCTOS Para la determinación de la temperatura media del agua, utilizaremos el considerando general de no sobrepasar la temperatura media de 40−45ºC. Al objeto del cálculo utilizaremos una temperatura media del agua TmH = 36ºC para poder usar una bomba de calor. .− Distancia entre ejes de conductos. Para el cálculo de la distancia entre ejes de tubos, utilizaremos el gráfico D4 (ver anexo) y acudiremos a la fórmula: TümH = TmH − Tl donde: TmH = temperatura media del agua en ºC. TL= temperatura ambiente de 18ºC a 1´8 m. del suelo. TümH = 36 − 18 = 18ºC Observando el diagrama D4 y entrando por el eje de abcisas a 18ºC y por el eje de ordenadas a 50 w/m2, 39

obtenemos una distancia entre tubos de 50cm., correspondiéndole a esta distancia entre ejes de tubos por cada m2 de superficie la siguiente cantidad de metros lineales 1/0,5 = 2m lineales/m2. Como la habitación tiene 14 m2, la longitud del tubo será: l = 14 · 2 = 28 m. 5.− CALCULO DEL CAUDAL QUE DEBE CIRCULAR POR EL CIRCUITO GH = Qh·S·f3/TH·C Siendo: GH = Caudal de agua en kg/h. C = Calor específico del agua que es igual a 1'16 wh/kg. Qh = Potencia necesaria para el local en w/m2. TH= Diferencia de Tª entre ida y retorno que es igual a 5ºC. S = Superficie en m2. f3= Factor de corrección para pérdidas por suelos y techos en función del espesor del revestimiento y del aislamiento. f3 = 1+(f1·f2) Sustituyendo los datos obtenemos: GH = (69'25·14·1'1385)/(5·1'16) = 190,306 kg/h = l/h. 6.− CALCULO DE LAS PERDIDAS DE CARGA Y VELOCIDAD DEL AGUA En el diagrama D6 podemos ver: Para GH = 190,3 kg/h, velocidad = 0,26 m/seg. y la pérdida de carga = 7,5 mmca/m, como nuestro tubo tiene 28 m., la pérdida total de carga del circuito será 28 · 7,5 = 210 mmca., que es el valor óptimo para la pérdida total de la instalación. INTERCAMBIADOR DE CALOR Un intercambiador de calor es un dispositivo en el que se produce un intercambio de calor entre dos corrientes de fluidos. El intercambiador está formado por una carcasa por la que circula el agua, dentro de la carcasa hay un tubo por el que circula el R−12. INTERCAMBIADOR DE CORRIENTE CON CAMBIO DE ESTADO El fluido caliente se enfría desde Tce hasta la temperatura de condensación. Mientras condensa, la temperatura se mantiene constante. Una vez condensado se subenfría hasta la temperatura de salida. El líquido 40

frío se calienta hasta su temperatura de salida. La distribución es la siguiente(ver grafico) En la práctica de la bomba de calor hemos calculado los flujos másicos, siendo para el agua: mf=0.0985 Kg/s y para el R−12 mc=0.011 kg/s La temperatura de entrada del R−12 es Tce=73°C La temperatura de condensación del R−12 Tcond=63.61 °C El calor intercambiado al enfriarse el R−12 desde Tce hasta Tcond lo podemos calcular por el diagrama presión−entalpia resultando Q1=m(218Kj/Kg−212Kj/kg)=0.066Kj/s Calculamos el calor cedido en la condensación, que es el resto del calor total cedido. Qtotal=1.392 Kj/s Q2=1.392−0.066=1.326 Kj/s Según el termómetro, el agua entra a 54.7°C, igualando el calor cedido por el R−12 con el absorbido por el agua durante la condensación del R−12 hallamos Tfo 10326 Kj/s=0.0985 Kg/s·4.188 Kj/kg°C(Tfo−54.7°C) despejando Tfo=57.9°C Si calculamos la temperatura de salida del agua. 1.392=0.0985Kg/s·4.184(Kj/Kg°C(Tfs−54.7) despejando Tfs=58.07°C Se observa que la temperatura de salida que hemos calculado no coincide con la medida en el termómetro. Esto ocurre porque en la práctica de la bomba de calor supusimos un rendimiento del condensador a la placa de calefacción de 0.85 y aquí consideramos que todo el calor que desprende el fluido caliente lo toma el frío.. LLevado a un diagrama queda: Qt = U1A1Tm1+U2A2Tm2 Tm1=(T1−T2)/Ln(T1/T2)=diferencia media logarítmica de temperaturas T1=73−58.07=14.93 T2=63.61−57.9=5.71 Tm1=(14.93−5.71)/Ln(14.93/5.71)=9.59°C Q1=U1A1Tm1 0.066Kj/s = U1A19.59°C U1A1 = 6.88·10−3Kj/s°C

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R1 = 1/(A1U1) = 145.3°C/(Kj/s) = 145.3 °C/Kw R1 = 145.3ºC/Kw Para la zona 2 T1=63.61−57.9=5.71 T2=63.61−54.7=8.91 Tm2=(5.71−8.91)/Ln(5.71/8.9)=7.21 1.326Kj/s=U2A2·7.21°C U2A2=0.184Kj/s°C R2 = 1/(U2·A2) R2 = 5.44ºC/kw PREPARACION DEL AGUA CALIENTE SANITARIA Para la preparación del A.C.S. supondremos nuestrohabitáculo en una comunidad de 80 viviendas con 4 personas por vivienda por término medio. 1.− ESTIMACION DEL NUMERO DE LITROS/DIA Suponiendo que cada vivienda dispone de dos baños y de cocina; el consumo por aparatos será el siguiente: CONSUMO EN LITROS (50ºC). LAVABO FREGADERO O LAVAVAJILLAS BAÑERA DUCHA BAÑO DE ASIENTO BIDÉ TOTAL 254 l/vivienda

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Nº DE BAÑOS 2

LITROS TOTALES 10

30 100 30 25 4

1 1 2 2 1

30 100 60 50 4

Por lo tanto como estamos en una comunidad de 80 viviendas necesitarmeos 254·80 = 20320 litros de A.C.S. al día. 2.− DISTRIBUCION DEL A.C.S. 2.1.− VELOCIDADES DE A.C.S. EN TUBERÍAS El rango de velocidades permisibles se encontraría entre 0.5m/s y 1m/s. 2.2.− AISLAMIENTO DE LAS TUBERÍAS.

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Debido al elevado número de viviendas, serán necesarios muchos metros de tuberías en la distribución de A.C.S 2.3.− DIMENSIONAMIENTO DE LA BOMBA DE RECIRCULACIÓN Para determinar el caudal necesario, partiremos del cuadal punta en una hora, por lo que para 80 viviendas con dos baños éste será aproximadamente de 4674 litros de A.C.S., lo que supone un 23% de los litros totales. Caudal de recirculacion = 935 l/h Recurriendo al diagrama 1, tenemos que el diámetro de la tubería de recirculación corresponde al valor: tubería de recirculación = 3/4" 3.− ACUMULACION DE A.C.S. Escogeremos el sistema rápido de preparación para volúmenes reducidos (sistema EISSENMANN), que nos aportará las siguientes ventajas: .− Nos permite economizar espacio, con acumuladores relativamente pequeños. .− El número de horas netas de funcionamento será menor. .− Alcanza la temperatura de agua óptima en poco tiempo. Según la tabla 1 del anexo que nos da la producción y acumulación del A.C.S., podemos dar los siguientes cálculos estimativos para el sistema EISSENMANN: N° litros de producción continua=0.20·20320=4064 l/h N° litros acumulados=0.11·20320=2235.2 4.− PREPARACION DE A.C.S. CON CALDERA Utilizaremos el sistema de preparación semiinstantánea para un volumen de acumulación de 2250 litros. En la tabla 2 encontramos que el modelo de intercambiador que necesitaremos es UFX 6/L/15 con una potencia calorífica de 195.3 Kw. Las condiciones de trabajo serán: .− Caudal de circuito primario: 5405 l/h .− Caudal de A.C.S.: 4064 l/h .− Variación de la presión en el circuito primario=40 mca .− Variación de la presión en el circuito secundario=40 mca .− Presión de trabajo: 16 bar EISSENMANN Potencia intercambiador Kw 195.3 43

Acumulación 1 a 50°C 2235.2 Producción continua l/h a 50°C 4064.0 Necesidades: Punta 10 min (12.85%)=2612 l necesarios a 45°C OK Punta 1 hora (28.92%)=5877 l necesarios a 45°C OK Punta 2 horas (50%)=10160 l necesarios a 45°C OK N° horas funcionamiento/día 5 PREPARACION DE AGUA CALIENTE SANITARIA CON BOMBA DE CALOR TERMICA AIRE/AGUA. Para la preparación del A.C.S. con Bomba de Calor, basta seguir las indicaciones del gráfico siguiente, sabiendo que el habitáculo se situa en un edificio de 80 viviendas. Acumulación de agua ......................... 14000 litros Potencia cedida por B.Calor .......... .......54.15 Kw. Potencia compresor ................... .......21.05 CV. Potencia consumida ......................... 1028.42Kw/día Página: 14 Página: 14 DIBUJO Página: 14

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