private\ITE-03-2

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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13
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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15
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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18
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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19
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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20
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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21
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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22
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
Libro de “Comentarios al RITE” – ITE 03 Cálculo - © IDAE
23
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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25
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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27
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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