Termo Solar Hibrida Balance

UNIVERSIDAD POLITÉCNICA DE MADRID
ESCUELA TÉCNICA SUPERIOR DE INGENIEROS INDUSTRIALES
Análisis energético, exergético y económico de una central

hı́brida solar-biomasa
TRABAJO FIN DE GRADO
Daniela Ostilla Mónico
Tutores del Trabajo Fin de Grado:
D. Javier Rodrı́guez Martı́n

D. Rafael Nieto Carlier
U. D. Termodinámica
Departamento de Ingenierı́a Energética
Universidad Politécnica de Madrid
Febrero de 2019
2
Agradecimientos
La realización de este Trabajo de Fin de Grado no hubiese sido posible sin el apoyo de
la gente que me ha acompañado durante estos últimos cinco años, a ellos va dedicada esta
sección.
Antes de nada, quiero agradecer a mi tutor Javier Rodrı́guez por haberme dado la opor-
tunidad de realizar este trabajo con él, aún siendo consciente de las dificultades que puede
suponer dirigir el trabajo de alguien que se encuentra en el otro lado del océano. Gracias por
tus consejos.
Quiero agradecer a mi familia por su apoyo incondicional. A mis padres, por haber sido el
pilar fundamental de mi educación y haberme dotado siempre de los medios, tanto económi-
cos como inmateriales. A mi hermano Rodolfo, por haber sido siempre un modelo a seguir,
por escucharme siempre y ser mi consejero, y por ser una ayuda a su hermana pesada que le
habla a las tantas de la madrugada aprovechando la diferencia horaria.
También quiero agradecer a mi “familia”por haberme contribuido a la parte graciosa/-

tonta de mi. A aquellos de Tenerife, por haberme acompañado en mis veranos y navidades de
vuelta a casa. A aquellos de Madrid, por animarme a no rendirme y hacer la carrera mucho
más llevadera. A aquellos de Chile, por haberme hecho sentir en casa, enseñarme a amar el
Pisco y ayudarme a tomar consciencia de lo que soy capaz de hacer.
Por orden de aparición: a Carmen, por las mañanas, tardes y noches en el Fragata con-
tando el chiste de la rana de la boca grande; a Ángela, por sus grandes consejos como “oh
niño, la vida es ası́, hay que fluir”; a Elisa, por su buen humor por las mañanas; a Emilio,
por alimentarme todos los fines de semana de Teleco; a Claudia Chile, por las noches de vino
en el balcón y cuidarme las 8462 veces que me enfermé; a Nacho, porque consiguió aprender
a ser un tipo medio elegante.
I
II
Resumen ejecutivo
El sector de la producción y consumo de energı́a eléctrica contribuye con un 25 % de las

emisiones totales de gases de efecto invernadero (GEI). A dı́a de hoy, un 80 % de la energı́a es
producida con combustibles fósiles, el 20 % de la energı́a restante es producida con energı́as
renovables y energı́a nuclear. Los problemas derivados de las emisiones de gases de efecto
invernadero son cada vez más evidentes y los esfuerzos conjuntos por reducirlas aumentan
de igual manera. A pesar de haber conseguido frenar la tendencia de seguir aumentando las
emisiones de GEI durante 2016 y 2017, 2018 volvió a presentar un aumento en las toneladas
de CO2 equivalente emitidas a la atmósfera.
En cuanto al caso español, si se comparan estadı́sticas nacionales actuales con las de hace
diez años, se puede apreciar el gran aumento de la presencia de las energı́as renovables en el
mix energético. Solo entre el 2018 y el año anterior, la participación de las renovales en el
mix energético de la Penı́nsula aumentó desde 33,7 % hasta un 40 % [1]. Esto hace vislumbrar
el cambio en el que está inmerso el sector actualmente, donde las energı́as renovables pasan
a tener cada vez más importancia. Esto es posible no sólo gracias al cambio de mentalidad
de la población y a su toma de conciencia acerca de los problemas actuales de contamina-
ción, sino también debido a la gran reducción de los costes de las energı́as renovables. Las
tecnologı́as fotovoltaicas y eólicas han sufrido un importante descenso de sus costes en los
últimos años, por lo que cada vez resulta más rentable la realización de este tipo de proyectos.
Nuestro paı́s presenta un alto ı́ndice de irradiación solar, suficiente como para hacer que
las tecnologı́as de obtención de energı́a eléctrica a partir de energı́a solar resulten una opción
competitiva dentro del mix energético. Dentro de las tecnologı́as de producción de energı́a
eléctrica a partir de la energı́a del Sol, se encuentra la tecnologı́as fotovoltaica y termoso-
lar. La energı́a fotovoltaica llama mucho la atención, en parte, por su capacidad de servir
como fuente de autoabastecimiento para los pequeños consumidores. La energı́a termosolar
resulta una opción interesante debido a la posibilidad de almacenar la energı́a en forma de
energı́a térmica. La diferencia fundamental entre ambas tecnologı́as es la forma en la que la
energı́a eléctrica es producida: la tecnologı́a fotovoltaica transforma la energı́a de los fotones
incidentes en el panel en energı́a eléctrica directamente, mientras que la energı́a termosolar
aprovecha la energı́a térmica del sol para producir electricidad mediante un ciclo de potencia
de Rankine. Es por esto que la energı́a se puede almacenar de diferentes formas en una cen-
tral termosolar, puesto que es la energı́a térmica la que se almacena en forma de calor sensible.
Otra de las apuestas actuales papa reducir la generación de gases de efecto invernadero a
la hora de producir energı́a eléctrica es el uso de la biomasa. La biomasa ha sido siempre un
combustible usado por el ser humano, desde el comienzo de los tiempos hasta la actualidad,
encontrándose aún como fuente de energı́a primaria para calefacción y cocción en algunas
regiones menos desarrolladas. Actualmente se está promocionando su uso debido a las dife-
III
rentes ventajas que tiene este tipo de combustible frente a los convencionales. A pesar de
que su quema produce CO2 , durante mucho tiempo se consideró como combustible neutro
en emisiones de CO2 puesto que se consideraba que el CO2 emitido durante su quema era el
equivalente al absorbido durante su crecimiento. Cada vez son más los estudios que tratan
de hacer una mejor aproximación de la cantidad de GEI producido debido al consumo de
las diferentes clases de biomasa (en cuyo caso seguirı́a siendo menor al producido por los
combustibles fósiles); a pesar de ello, sigue siendo una gran apuesta en las regiones en las que
existe garantı́a de suministro de biomasa.
Las centrales termosolares precisan de un alto ı́ndice de irradiación para poder operar.
Esto hace que se presenten factores de planta mucho menores que los que presentan las cen-
trales convencionales. La hibridación permite aumentar el factor de planta de las centrales,
pudiendo llegar a producir en las horas en las que la radiación es menor. La hibridación
hace posible también implementar mejoras a los ciclos de Rankine convencionales como por
ejemplo el sobrecalentamiento del vapor para aumentar el rendimiento térmico. Hoy en dı́a
existen centrales termosolares con diferentes grados de hibridación, según la naturaleza de la
tecnologı́a con la que se hibrida.
La hibridación con biomasa ha demostrado ser una opción factible para centrales de po-
tencia instalada de entre 5 y 50 MW [2]. Existe únicamente una central comercial con estas
caracterı́sticas: la central termosolar de Borges Blanques. Esta central de 22.5 MWe de po-
tencia nominal, situada en la provincia Lleida, combina un campo de heliostatos con dos
calderas biomasa. Debido a la existencia de estas dos calderas, la central puede operar las 24
horas del dı́a, abasteciendo de energı́a eléctrica a unos 27.000 hogares de la región.
El hecho de aumentar el factor de planta va ligado a una reducción menor coste nivelado
de la energı́a (LCOE). Gran parte del LCOE es debido al coste de inversión del campo de
heliostatos, el cual se reduce si parte del calor aportado al ciclo de Rankine se proporciona
con una fuente externa de mayor rendimiento que los heliostatos.
La hibridación suele dar lugar también a un aumento de los rendimientos energéticos y

exergéticos de la central. El campo de heliostatos tiene asociado un rendimiento moderado
(suelen presentar valores en torno al 60 %). Es por esto que al añadir parte del calor necesa-
rio con una caldera, que suele presentar rendimientos mayores, se conseguirı́an rendimientos
globales mayores.
El objetivo de este Trabajo de Fin de Grado es analizar las posibles ventajas derivadas
de la hibridación de una central termosolar con una caldera termosolar. Para ello se emplea
la metologı́a 4E (Energy, Exergy, Environment and Economic), muy utilizada a la hora de
evaluar centrales de producción de energı́a eléctrica. Esta metodologı́a propone evaluar el
desempeño de la central desde un punto de vista energético, exergético, ambiental y económi-
co. Se comparará el desempeño de una central hı́brida con el de una central termosolar
convencional.
Metodologı́a
Con el objetivo de poder hacer una representación fiel de una central hı́brida, se toman
como datos de partida algunos de los datos conocidos de la central de Borges Blanques. Una
vez determinados, se propone un modelo del ciclo termodinámico de la central. Dicho ciclo
IV
se muestra en la Figura 2.
Figura 2: Ciclo termodinámico a estudiar
Para la modelización del ciclo se parte de una evaluación de cada una de las corrientes
del ciclo, analizando después todos los dispositivos de la central para realizar finalmente los
análisis globales de toda la instalación. El ciclo termodinámico de la central convencional es
equivalente al de la central hı́brida, con la diferencia de que se elimina el efecto de introducir
la caldera.
La modelización de ambas configuraciones se realizó empleando Matlab. Los cálculos rea-

lizados se basan principalmente en balances de energı́a y cálculos según la primera ley de
la termodinámica. Gran parte de los cálculos exergéticos se llevaron a cabo mediante ba-
lances de exergı́a. Tras haber realizado todos los cálculos, se analizaron los resultados de la
simulación comprobando la coherencia de los mismos y realizando las correcciones necesarias.
Una vez terminada la simulación de la central, se procedió a realizar el análisis económico de
ambas configuraciones. Este último análisis incluye un análisis de sensibilidad para comparar
la evolución del LCOE de ambas configuraciones ante diferentes escenarios.
Como resultado del análisis previo, se obtiene el rendimiento energético y los rendimientos
exergéticos de ambas configuraciones. Se calcula también el coste nivelado de la energı́a con
el fin de poder hacer una comparación objetiva del coste de producción de energı́a eléctrica
de ambas configuraciones.
El rendimiento según la primera ley de la termodinámica, también llamado rendimiento

térmico, se calcula como:
Pneta
η= (1)
Q̇HT F + ṁcomb · P CI
Donde Pneta es la potencia neta de la central, Q̇HT F es el calor aportado al bloque de po-
V
tencia por el campo solar y ṁcomb · P CI es el calor aportado por la combustión de la biomasa.
Para el cálculo del rendimiento exergético, se utilizan dos expresiones diferentes. La pri-
mera de ellas, expresada como rendimiento realiza una evaluación global de la central,
semejante a la definición del rendimiento energético. Este rendimiento compara la exergı́a
finalmente aprovechada con la exergı́a de entrada.
Pneta
= (2)
ESol + ṁcomb · 0
Donde Esol es la exergı́a aportada por el campo solar y ṁcomb · 0 es la exergı́a del com-
bustible.
Por otra parte, el rendimiento exergético ψ evalúa las destrucciones exergéticas de cada
dispositivo y su constribución al rendimiento exergético global de la planta. Cuanto más se
acerque ψ a la unidad, más reversible es el proceso analizado. Su expresión es:
X
ψ =1− δi (3)
Ii
δi = P (4)
∆Ein
Donde δi representa la destrucción exergética adimensionalizada del dispositivo i de la
P
planta, Ii representa la destrucción exergética en el dispositivo i y ∆Ein representa la
suma de corrientes de entrada de exergı́a a la planta.
El parámetro más utilizado para comparar costes de centrales de producción de energı́a

eléctrica es el coste nivelado de la energı́a (LCOE). La expresión que lo calcula es:
Pn CI +CO&M +CF +Cind
i=0 (1+r)i
LCOE = Pn Eg
(5)
i=0 (1+r)i
Donde CI son los costes de inversión, CO&M son los costes de operación y mantenimiento,
CF son los costes de combustible, Cind son los costes indirectos (incluyen las penalizaciones
por emisiones de CO2 ), Eg es la energı́a eléctrica generada, r es la tasa de descuento, i es el
año de la planta y n son los años de vida útil de la planta. Durante la realización del estudio
se asume que toda la inversión se realiza en el año 0 y que el resto de costes son constantes
a lo largo de toda la vida útil de la planta, por lo que el LCOE se puede expresar de una
manera más simplificada:
CI · CRF + CO&M + CF + Cind

LCOE = (6)
Eg
Siendo CRF el factor de recuperación del capital, que se calcula como:
r(1 + r)n
CRF = (7)
(1 + r)n − 1
Software
El software empleado para realizar los cálculos de este estudio fue Matlab. Las propie-
dades del agua fueron obtenidas mediante el código de Matlab XSteam, desarrollado por M.
VI
Holmgren. Este código es una implementación de la formulación estándar de IAPWS-97.
Los diagramas de Sankey fueron realizados mediante Matlab. El código utilizado ha sido
desarrollado por J. Spelling, del KTH Royal Institute of Technology. Los diagramas T-s y h-s
de los ciclos termodinámicos propuestos fueron realizados con EES.
Resultados
Del análisis energético y exergético de cada simulación se obtienen como resultado los
rendimientos globales de la planta recogidos en la Tabla 1.
Rendimiento Hı́brida Solar

η 0,3661 0,3292
0,2391 0,2121
ψ 0,2434 0,2192
Tabla 1: Rendimientos globales de la configuración hı́brida y solar
La potencia neta fue uno de los parámetros obtenidos durante la realización de la simu-
lación. Su valor fue obtenido mediante procesos de iteración. Se puede ver que para ambas
configuraciones, la potencia neta resultante es equivalente.
Configuración Potencia neta [MW]

Hı́brida 22,478
Solar 22,478
Tabla 2: Potencia neta obtenida como resultado de la simulación de ambas configuraciones
Otro de los parámetros de interés en este estudio era el coste nivelado de la energı́a. En
la Tabla 3 se muestra el LCOE de cada configuración. También se incluye en dicha tabla el
área del campo de heliostatos de cada configuración.
Configuración Campo de heliostatos [m2 ] LCOE [e/MWh]

Hı́brida 124.048 143,70
Solar 174.048 153,45
Tabla 3: Parámetros económicos de interés de ambas configuraciones.
De los resultados mostrados anteriormente se pueden deducir claramente las ventajas que
presenta una instalación hı́brida sobre una solar convencional. Los rendimientos η y pre-
sentan un mayor valor puesto que parte del calor aportado al ciclo de Rankine se realiza por
la caldera, la cual presenta un mayor rendimiento energético y exergético que el campo de
heliostatos. Por otra parte, el rendimiento ψ evalúa la contribución a la destrucción exergética
global de cada elemento. A pesar de que la configuración hı́brida tiene un elemento más en
el circuito (la caldera de biomasa), tiene un rendimiento ψ mayor que la configuración solar.
Esto se debe fundamentalmente a que en la configuración solar circula un mayor caudal mási-
co de aceite térmico en un campo de heliostatos mayor, por lo que la destrucción exergética
es significativamente mayor en esta configuración.
En lo relativo al análisis económico de ambas configuraciones, la configuración hı́brida

volvió a representar unas mejores prestaciones que la configuración solar convencional. Esto
VII
se debe fundamentalmente a que el campo de heliostatos de la configuración hı́brida resultó
ser notablemente menor que el de la configuración solar (aproximadamente un 29 % menor),
lo que se traduce en unos costes de inversión mucho menores en la configuración hı́brida.
El análisis de sensibilidad llevado a cabo se basó en analizar la evolución del LCOE

ante cambios en los parámetros sujetos a posibles cambios a lo largo del tiempo: número de
horas de funcionamiento anuales, precio de la biomasa y precio del campo solar. Los análisis
permitieron cuantificar la importancia de la diferencia en el tamaño de ambos campos de
heliostatos: el hecho de variar las horas de funcionamiento anuales y el precio de la biomasa
producı́a muy poca variación en la diferencia relativa de los precios de ambas configuraciones.
El LCOE de la configuración solar resultó ser menor únicamente en el caso de suponer una
disminución de más del 50 % en el coste del campo de heliostatos.
Palabras clave
Análisis energético, análisis exergético, energı́a solar, biomasa, hibridación, análisis económi-
co.
Códigos UNESCO
2207.09 Conversión de energı́a.
2213.10 Relaciones termodinámicas.
3322.02 Generación de energı́a.
3322.05 Energı́a solar.
3328.16 Transferencia de calor.
VIII
Índice general
Agradecimientos I
Resumen ejecutivo III
Lista de figuras XI
Lista de tablas XIII
1. Introducción 1
1.1. Recurso Solar . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1
1.2. Energı́a termosolar . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1
1.3. Utilización de la biomasa . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4
1.4. Hibridación de centrales termosolares . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6
1.5. Objetivos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 8
2. Metodologı́a seguida 9
2.1. Cálculo de las corrientes . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 10
2.2. Cálculo de los dispositivos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 11
2.2.1. Turbinas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 13
2.2.2. Bombas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 14
2.2.3. Intercambiadores de calor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 15
2.2.4. Desgasificador . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 17
2.2.5. Campo solar . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 18
2.2.6. Caldera de biomasa . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 19
2.3. Cálculos de Planta . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 21
2.3.1. Análisis energético . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 21
2.3.2. Análisis exergéticos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 22
2.3.3. Análisis económico de la central . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 23
2.3.4. Análisis medioambiental . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 25
3. Descripción de la instalación 27
3.1. Aspectos generales de la central original: Termosolar Borges Blanques . . . . 27
3.1.1. Componentes de la central . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 28
3.1.2. Operación de la central . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 29
4. Descripción del modelo desarrollado 31

4.1. Modelo de la planta propuesto . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 31
4.1.1. Descripción del ciclo termodinámico . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 32
4.1.2. Diferencias con la central de Borges Blanques . . . . . . . . . . . . . . 33
IX
Índice general
4.2. Hipótesis . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 33
4.2.1. Modelo termodinámico . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 33
4.2.2. Modelo económico . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 35
4.2.3. Sustancias presentes en el ciclo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 35
4.3. Modelo desarrollado . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 37
5. Resultados y discusión 45
5.1. Resultados de la configuración hı́brida . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 45
5.1.1. Corrientes . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 45
5.1.2. Dispositivos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 47
5.1.3. Planta . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 50
5.2. Resultados de la configuración solar . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 51
5.2.1. Corrientes . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 51
5.2.2. Dispositivos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 53
5.2.3. Planta . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 56
5.3. Discusión . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 56
5.3.1. Rendimientos globales de la planta . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 56
5.3.2. Procesos. Análisis de destrucción exergética . . . . . . . . . . . . . . . 58
5.3.3. Análisis económico . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 62
5.3.4. Análisis de sensibilidad . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 63
6. Conclusiones 67
7. Planificación temporal y presupuesto 69

7.1. Planificación temporal . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 69
7.2. Presupuesto . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 74
8. Valoración del impacto del análisis 4E 77
Nomenclatura 79
Bibliografı́a 80
X
Índice de figuras
2. Ciclo termodinámico a estudiar . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . V
1.1. Flujos, reservas de exergı́a y destrucciones exergéticas globales [4]. . . . . . . 2

1.2. Tecnologı́as existentes para el aprovechamiento de la energı́a termosolar me-
diante concentración [8]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3
1.3. Conusmo de energı́a primaria, medida en TWh, según el año [9]. . . . . . . . 5
1.4. Perfil de generación de una central termosolar hı́brida con capacidad de alma-
cenamiento [21]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 7
2.1. Etapas del análisis . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 9

2.2. Diagrama h-s del proceso de expansión de una turbina real [24]. . . . . . . . . 13
2.3. Diagrama h-s del proceso de bombeo de una bomba real [24] . . . . . . . . . 15
2.4. Evolución de las temperaturas de las corrientes de un generador de vapor
dependiendo de si los flujos son paralelos (izquierda) o cruzados (derecha) [25]. 15
2.5. Estudio del condensador como volumen de control. . . . . . . . . . . . . . . . 17
2.6. Flujos de exergı́a de un colector solar cilindro-parabólico. . . . . . . . . . . . 19
2.7. Irreversibilidades de un proceso de combustión isóbara. Adaptado de [30]. . . 20
2.8. Flujos de exergı́a presentes en la caldera. Adaptado de [30]. . . . . . . . . . . 21
2.9. Desglose de costes de la inversión total de una central de espejos cilindro-
parabólicos convencional [8]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 25
3.1. Vista aérea de la central termosolar de Borges Blanques. . . . . . . . . . . . . 28

3.2. Vista aérea del bloque de potencia de la central termosolar Borges Blanques. 29
4.1. Ciclo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 31
4.2. Esquema general de la caldera de biomasa. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 32
4.3. Proceso de iteración para el cálculo del caudal de vapor. . . . . . . . . . . . . 39
4.4. Proceso de iteración para el cálculo de la caldera. . . . . . . . . . . . . . . . . 41
5.1. Diagrama T-s del ciclo termodinámico de la configuración hı́brida. . . . . . . 46

5.2. Diagrama h-s del ciclo termodinámico de la configuración hı́brida. . . . . . . 46
5.3. Contribución a la destrucción exergética global de cada dispositivo en la con-
figuración hı́brida (I) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 49
figuración hı́brida (II) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 49
5.5. Diagrama de Sankey de la configuración hı́brida. . . . . . . . . . . . . . . . . 50
5.6. Diagrama T-s del ciclo termodinámico de la configuración solar. . . . . . . . . 52
5.7. Diagrama h-s del ciclo termodinámico de la configuración solar. . . . . . . . . 53
figuración solar (I) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 54
XI
Índice de figuras

figuración solar (II) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 55
5.10. Diagrama de Sankey de la configuración solar. . . . . . . . . . . . . . . . . . . 55
5.11. Comparación entre los rendimientos de la configuración hı́brida y solar. . . . 57
5.12. Diagrama T-s de los ciclos termodinámicos de ambas configuraciones. En azul
el ciclo de la configuración hı́brida y en rojo el ciclo de la configuración solar. 57
5.13. Destrucción exergética en las turbinas de ambas configuraciones. . . . . . . . 58
5.14. Destrucción exergética en las bombas de ambas configuraciones. . . . . . . . . 58
5.15. Destrucción exergética del desgasificador, condensador y tren de intercambia-
dores de calor de ambas configuraciones. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 59
5.16. Efecto que provoca sobrecalentar el vapor hasta temperaturas elevadas en el
ciclo Rankine ideal [23]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 59
5.17. Gráfico T-L del Tren de Intercambiadores de calor. . . . . . . . . . . . . . . . 60
5.18. Gráfico T-L del Condensador. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 61
5.19. Flujos de exergı́a en el desgasificador. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 61
5.20. Desglose de LCOE de la configuración hı́brida . . . . . . . . . . . . . . . . . . 62
5.21. Desglose de LCOE de la configuración solar . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 62
5.22. Comparación de costes asociados a ambas configuraciones. . . . . . . . . . . . 63
5.23. Análisis de sensibilidad: variación del LCOE con respecto de las horas de fun-
cionamiento anuales. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 64
5.24. Análisis de sensibilidad: variación del LCOE con respecto del precio de la
biomasa. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 64
5.25. Análisis de sensibilidad: variación del LCOE con respecto al precio del campo
solar. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 65
7.1. Diagrama Gantt del proyecto. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 73
XII
Índice de tablas
1. Rendimientos globales de la configuración hı́brida y solar . . . . . . . . . . . VII

2. Potencia neta obtenida como resultado de la simulación de ambas configuracionesVII
3. Parámetros económicos de interés de ambas configuraciones. . . . . . . . . . . VII
2.1. Coeficientes del polinomio del poder calorı́fico de la biomasa empleada [24]. . 11
2.2. Exergı́a quı́mica estándar de diferentes compuestos [30] . . . . . . . . . . . . 11
4.1. Temperaturas y presiones conocidas del ciclo termodinámico. . . . . . . . . . 35

4.2. Costes especı́ficos de inversión [41] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 35
4.3. Composición másica del combustible . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 36
4.4. Propiedades termodinámicas del aceite térmico . . . . . . . . . . . . . . . . . 36
5.1. Propiedades de las corrientes de aceite . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 45

5.2. Propiedades de las corrientes de vapor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 45
5.3. Propiedades de las corrientes gaseosas de la caldera . . . . . . . . . . . . . . . 47
5.4. Desglose exergı́as de corrientes de la caldera . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 47
5.5. Composición másica de los humos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 47
5.6. Potencia consumida y generada por los dispositivos de la configuración hı́brida 47
5.7. Destrucciones exergéticas en los dispositivos de la configuración hı́brida . . . 48
5.8. Rendimientos exergéticos de los dispositivos de la configuración hı́brida . . . 48
5.9. Rendimientos energético y exergético de la central . . . . . . . . . . . . . . . 50
5.10. Costes de inversión . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 51
5.11. Costes de operación y mantenimiento de la configuración hı́brida . . . . . . . 51
5.12. Propiedades de las corrientes de aceite . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 51
5.13. Propiedades de las corrientes de vapor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 52
5.14. Potencia consumida y generada por los dispositivos de la configuración solar . 53
5.15. Destrucciones exergéticas en los dispositivos de la configuración hı́brida . . . 54
5.16. Rendimientos exergéticos de los dispositivos de la configuración solar . . . . . 54
5.17. Rendimientos energético y exergético de la configuración solar . . . . . . . . . 56
5.18. Costes de inversión totales de la configuración solar . . . . . . . . . . . . . . . 56
5.19. Costes de operación y mantenimiento de la configuración solar . . . . . . . . 56
7.1. Horas destinadas a la realización del proyecto. . . . . . . . . . . . . . . . . . . 74

7.2. Coste total del proyecto. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 75
XIII
Índice de tablas
XIV
Capı́tulo 1
Introducción
1.1. Recurso Solar

Debido a la creciente preocupación de la humanidad acerca de cómo enfrentar los proble-
mas asociados al cambio climático y la creciente demanda de energı́a eléctrica, el hombre ha
empezado a mirar el Sol como una nueva fuente inagotable de energı́a. Desde el principio de
los tiempos el Sol ha sido siempre, directa o indirectamente, la fuente principal de energı́a
de la Tierra. La luz solar es la que ha permitido y permite que los organismos vivan en la
superficie terrestre. La radiación solar es asimilada por las plantas mediante la fotosı́ntesis,
y éstas sirven de alimento de muchos animales. La descomposición de las plantas y de otros
seres vivos hace millones de años almacenó la energı́a solar en forma de combustibles fósiles
(carbón, petróleo y gas natural). Entre otras cosas, la radiación solar es la causante de muchos
fenómenos atmosféricos como el viento y las corrientes oceánicas. La energı́a nuclear generada
en la Tierra tiene su origen en los elementos pesados que se crearon bien en el centro del Sol
o de alguna otra estrella.
Actualmente alrededor de un 80 % de la demanda eléctrica mundial es suplida con energı́a

de combustibles fósiles. El quemado de combustibles fósiles ha promovido la toxicidad de los
ecosistemas, la acidificación de la tierra, formación de material particulado y la estratificación
del agua. Muchos paı́ses están realizando esfuerzos para motivar la integración de energı́as
renovables en la matriz energética nacional. Esta integración presenta diferentes inconvenien-
tes, motivados principalmente por el bajo factor de planta que presentan las centrales que
usan recursos renovables como fuente de energı́a primaria. Entre los inconvenientes destaca
también el bajo factor de planta que presentan actualmente algunas de las tecnologı́as y la
integración de generación intermitente con las centrales fósiles actuales.
Los flujos de exergı́a mundiales se muestran en la Figura 1.1. En la figura se puede ver la
cantidad de exergı́a proveniente del Sol que corresponde a cada una de las fuentes de energı́a
primaria.
1.2. Energı́a termosolar

Las formas más conocidas de aprovechar la energı́a proveniente del sol son las denomi-
nadas tecnologı́as fotovoltaica y termosolar. Hoy en dı́a es más común encontrar centrales
fotovoltaicas en todo el mundo debido a que los precios han bajado drásticamente los últi-
mos años. Esto ha promovido la inversión de los grupos de interés en esta tecnologı́a, incluso
1
1.2. Energı́a termosolar
Figura 1.1: Flujos, reservas de exergı́a y destrucciones exergéticas globales [4].
gobiernos han desarrollado programas de electrificación de áreas rurales gracias a instala-

ciones de paneles solares. A pesar de esto, la energı́a termosolar ha encontrado un lugar
para desarrollarse en algunos paı́ses con altos ı́ndices de irradiación. Esta tecnologı́a permite
almacenar parte de la energı́a en los perı́odos de menor irradiación, cosa que es posible úni-
camente empleando baterı́as en el caso de los paneles fotovoltaicos. A diferencia de la energı́a
solar fotovoltaica que convierte la radiación solar directamente en energı́a eléctrica, la energı́a
termosolar aprovecha la radiación solar para producir vapor. La ventaja que presenta esta
tecnologı́a frente a otras fuentes de energı́a renovable es la posibilidad de almacenamiento.
El sobredimensionamiento de las centrales permite almacenar energı́a térmica para producir
electricidad en las horas del amanecer y el atardecer, cuando la radiación no es tan intensa.
Las desventajas más importantes de la tecnologı́a solar térmica son:
1. Necesidad de grandes extensiones de tierra con altos ı́ndices de irradiación solar, donde
no existan perı́odos prolongados de nubosidad. Estas caracterı́sticas suelen presentarse
en desiertos, que son ecosistemas frágiles. La instalación de los espejos de una central
una central termosolar requiere de una cimentación adecuada para que los sistemas
de seguimiento solar sean robustos [5]. La instalación de paneles fotovoltaicos supone
un menor impacto en la zona de instalación. A pesar de esto los desarrolladores de
proyectos termosolares pueden buscar emplazamientos ya afectados por alguna otra
actividad para ası́ reducir su impacto.
2. Acceso a recursos hı́dricos. Al igual que los circuitos de potencia de las centrales con-
vencionales, las centrales termosolares necesitan demandan grandes cantidades de agua
para su sistema de refrigeración. Una pequeña parte de la demanda de agua corresponde
a la limpieza periódica de los espejos. Las centrales termosolares pueden utilizar técni-
cas de refrigeración seca, húmeda e hı́brida para maximizar la eficiencia en generación
eléctrica y el ahorro de agua.
3. Alta inversión inicial. La construcción de centrales termosolares lleva asociada una
2
Capı́tulo 1. Introducción
gran inversión inicial. Los proyectos de construcción de centrales de esta tecnologı́a son
proyectos a largo plazo ya que la recuperación de la inversión inicial es lenta.
A pesar de que existen diferentes tecnologı́as que permiten aprovechar la radiación solar
para convertirla en energı́a térmica, el principio de funcionamiento de éstas es básicamente el
mismo. Se concentra la radiación solar mediante espejos en un área reducida donde se reco-
lecta el calor. Existen dos posibilidades para generar vapor mediante esta tecnologı́a: circuito
primario donde se calienta directamente el fluido de trabajo (cuando circula por el circuito
agua y vapor) o mediante un circuito secundario que intercambia calor con el circuito de
agua/vapor (se suele emplear aceite térmico en el circuito secundario).
Hoy en dı́a existen cuatro tecnologı́as de concentración solar: concentradores cilindro-

paraólicos, sistemas de torre o receptor central, discos parabólicos y concentrador lineal de
Fresnel. La tecnologı́a que mayor presencia tiene en la actualidad es la de los colectores
cilindro-parabólicos aunque se prevee un mayor desarrollo de sistemas de receptor central.
En la Figura 1.2 se muestra un esquema de las tecnologı́as de concentración solar.
Figura 1.2: Tecnologı́as existentes para el aprovechamiento de la energı́a termosolar mediante

concentración [8].
A continuación se describe el funcionamiento de cada una de las tecnologı́as:
Sistemas de torre o receptor central. Compuestos de un campo de heliostatos con segui-

miento en dos ejes (elevación y azimut) y orientados hacia un único foco colocado en lo
alto de una torre. Los heliostatos suelen ser planos o ligeramente cóncavos. En el colec-
tor central, la energı́a térmica es absorbida por un fluido calor portador, generalmente
un aceite térmico, que transfiere esta energı́a mediante intercambiadores de calor a un
ciclo de vapor para generar electricidad. La concentración de calor en el receptor central
da lugar a muy altas temperaturas, lo que aumenta la eficiencia del ciclo de Rankine
3
1.3. Utilización de la biomasa
y reduce el costo de almacenamiento de energı́a térmica. Los órdenes de concentración

son de 200 a 1.000 [7].
Colectores cilindro-parabólicos. Son concentradores de foco lineal con seguimiento en

único eje. Se sitúa un tubo absorbedor en el foco de la parábola por el que suele circular
un aceite térmico. Al igual que sucede con los receptores centrales, se transfiere la energı́a
térmica a un fluido calor portador y para luego generar vapor en un ciclo de Rankine.
Las concetraciones de la radiación es de 30 a 80 veces la radiación solar [7].
Receptores lineales de Fresnel. Se aproxima una parábola mediante el uso de largas filas
de espejos planos, ligeramente curvados y apuntando a un único foco, donde se sitúa
un tubo absorbedor. Los espejos pueden tener seguimiento en uno o dos ejes. La gran
ventaja de esta tecnologı́a es la simplicidad de su diseño, lo cual reduce en gran medida
la inversión inicial. También permiten la generación directa de vapor, sin necesidad de
uso de aceites térmicos e intercambiadores de calor.
Discos parabólicos. A diferencia de las otras tecnologı́as están compuestas de unidades

independientes, mientras que las otras tecnologı́as requieren de numerosos heliostatos
para conseguir la concentración deseada. El heliostato es un reflector parabólico con un
receptor colocado en el foco de la parábola. El receptor tiene incorporado un motor Stir-
ling con el cual se convierte la energı́a térmica en trabajo. Los niveles de concentración
son superiores a los presentados en las demás tecnologı́as (1.000-4.000) [7].
1.3. Utilización de la biomasa

Antes de la Revolución industrial, la fuente principal de energı́a a escala global era la
biomasa. Hoy en dı́a supone una aportación pequeña en el mix energético mundial. A pesar
de esto, en los paı́ses menos desarrollados sigue teniendo una gran importancia como fuente
energética primaria para la calefacción y cocción. Se puede ver en la Figura 1.3, como el
consumo de biocombustibles tradicionales se ha mantenido estable a lo largo de los últimos
dos siglos.
La biomasa puede usarse para producir electricidad, energı́a térmica o combustibles para
el transporte (biocombustibles). La biomasa se define como organismos vivos o recientemen-
te muertos, animal o vegetal, o cualquier subproducto de éstos. Se realza la aclaración de
organismos recientemente muertos puesto que los combustibles fósiles son producto de un
proceso de fosilización de organismos, por lo que podrı́an incluirse en esa definición en caso
de no puntualizar lo anterior. La biomasa absorbe CO2 a medida que crece y libera ese CO2
cuando se utiliza como energı́a, lo que da como resultado un ciclo neutro en carbono que no
aumenta la concentración atmosférica de gases de efecto invernadero [10].
Los biocombustibles pueden ser considerados como un recurso renovable siempre y cuando
hayan sido elaborados mediante un proceso sostenible de producción de biomasa. A nivel
internacional, cada vez más es mayor el interés por aumentar la participación de la biomasa
y biogás en el mix energético nacional ya que éstos presentan una variedad de ventajas. Esto
se debe principalmente a tres razones [11]:
1. Beneficios polı́ticos y económicos, derivados principalmente de la reducción de la de-

pendencia del crudo y el gas extranjero.
4
Figura 1.3: Conusmo de energı́a primaria, medida en TWh, según el año [9].
2. Creación de empleo: los biocombustibles crean hasta veinte veces más empleo que el
carbón y el petróleo.
3. Beneficios ambientales como reducción en las emisiones de gases de efecto invernadero,

reducción de la lluvia ácida y mejora de los suelos.
A pesar de esto, una de las mayores desventajas que presenta el uso de biomasa es el uso
intensivo de la tierra necesario para producir cultivos energéticos. Esto se debe a que surge
un conflicto entre el uso de suelo para la producción de cultivos energéticos y la producción
de alimentos. Muchos cultivos como el maı́z, el azúcar y los aceites vegetales, son algunas de
las materias primas energéticas más comúnmente utilizadas [10]. El uso de cultivos y tierras
agrı́colas ha contribuido al aumento de los precios de muchos de estos productos [10]. Otro
factor a tener en cuenta a la hora de analizar la subida de precios en estos productos es la
subida de precios del crudo y del gas natural, puesto que éstos se usan como materia prima
para la producción de fertilizantes empleados en la industria agrı́cola.
Existen diferentes categorı́as en las que se puede englobar la biomasa según su origen.
Se definen los siguientes tipos de biomasa: biomasa forestal, agrı́cola, procedente del sector
ganadero, agroalimentario o residual, resiuduos municipales y cultivos energéticos [12]. La
biomasa de origen forestal engloba a todos los productos y restos que provienen de los tra-
bajos de mantenimiento y mejora de masas forestales. Algunos ejemplos de biomasa forestal
son los productos y restos que provienen de las podas, las cortadas y las claras [12]. La
biomasa forestal primaria puede ser transformada en diferentes productos para su posterior
aprovechamiento par producción de energı́a. Estos métodos de transformación pueden ser
termoquı́micos, bioquı́micos o quı́micos [13]. Los dos últimos no se analizarán puesto que no
son objeto de estudio de este trabajo.
Los métodos termoquı́micos están basados en la utilización del calor liberado durante la
transformación de la biomasa y que se utilizan principalmente como biomasa seca (subpro-
ductos sólidos como la biomasa forestal primaria) [13]. En función de la cantidad de oxı́geno
presente en la transformación se distinguen tres tipos de procesos diferentes:
5
1.4. Hibridación de centrales termosolares
Combustión. La biomasa es sometida a temperaturas de entre 600 y 1300◦ C [13]. Se

emplea exceso de oxı́geno.
Gasificación. La biomasa es sometida a temperaturas de entre 700 y 1500◦ C [13]. Se

emplea una cantidad de oxı́geno controlada (puede usarse oxı́geno puro o aire).
Pirólisis. La biomasa es sometida a temperaturas de entre 400 y 600◦ C [13]. La trans-

formación se lleva a cabo en ausencia de oxı́geno.
Además de los tres métodos anteriormente mencionados, se pueden añadir dos procesos
más para la aprovechación de la biomasa [14]:
Digestión anaeróbica. Es el proceso en el que las bacterias se descomponen en ausencia

de aire. Esto produce un biogás que contiene metano y un residuo sólido. El metano
es capturado y utilizado para producir energı́a por ser un gas con alto poder calorı́fico.
De manera análoga, el residuo sólido es quemado para producir energı́a.
Fermentación. Implica la conversión de la glucosa presente en las plantas en alcohol o

ácido. Se añade levadura o bacteria a la materia prima de la biomasa, lo que lleva a la
producción de etanol y dióxido de carbono por parte del azúcar. El etanol es destilado
y deshidratado para obtener una concentración mayor de alcohol con el fin de poder
conseguir la pureza necesaria para ser empleado como combustible automovilı́stico. El
residuo sólido producido durante la fermentación se puede usar para alimentar ganado
y, en caso de tratarse de azúcar, se puede usar como combustible para calderas o como
combustible para procesos de gasificación.
La biomasa empleada para la generación de energı́a eléctrica tiene diferentes proceden-

cias. Se suelen encontrar las plantas de generación eléctrica a base de biomasa mezclada con
otros tipos de combustibles como pueden ser el carbón o el gas natural, o como combusti-
ble único de plantas independientes. Las plantas que hoy en dı́a muestran mejor desempeño
económico son las plantas de quema de paja en Dinamarca o residuos forestales en Finlan-
dia, especialmente cuando están destinadas a la producción de calor [15]. Aquellas plantas
descentralizadas que emplean únicamente la quema de biomasa o biogás tienden a tener unos
costes mayores, pero ofrecen un potencial de desarrollo ambiental y rural mucho mayor [15].
Para aumentar la eficiencia de la central de producción de energı́a eléctrica, se suelen

destinar también a la producción de calor. Según el Plan de acción por la Biomasa desarrollado
por la Unión Europea, se determina que los Estados miembros deben favorecer el desarrollo de
proyectos de producción de electricidad y calor cuya eficiencia se encuentre en concordancia
con los valores establecidos por los valores de referencia.
1.4. Hibridación de centrales termosolares

Debido a la necesidad de altos ı́ndices de irradiación que se necesitan para poder operar
una central termosolar, se presentan factores de planta mucho más bajos que centrales de
otro tipo de tecnologı́a. La hibridación permite aumentar el factor de planta de las centrales
termosolares, pudiendo producir electricidad en momentos en los que la radiación no es tan
intensa o incluso durante las horas sin luz. Debido a que el principal objetivo de usar energı́as
renovables es la sustentabilidad y la reducción de contaminantes, Pramanik y Ravikrishna [2]
hacen una clasificación de las centrales termosolares hı́bridas según su grado de hibridación.
6
Centrales termosolares con alto grado de hibridación

Se consideran centrales termosolares con alto grado de hibridación aquellas que están
hibridadas con alguna otra fuente de energı́a renovable. Las hibridaciones con tecnologı́as
ERNC que se han estudiado son con: energı́a eólica, geotérmica y biomasa.
La hibridación con biomasa ha demostrado ser una opción factible para centrales de
potencia instalada de entre 5 y 50 MW. El lı́mite inferior de potencia viene dado por las eco-
nomı́as, siendo difı́cil conseguir que una central de menor potencia tenga una buena relación
costo-efectividad [2]. El lı́mite superior está determinado por la disponibilidad de biomasa
que se puede suministrar a la central. Actualmente existe únicamente una central con estas
caracterı́sticas, la central termosolar de Borges Blanques. Se está estudiando la instalación de
más centrales de este tipo en paı́ses como India [16], Brasil [17], Indonesia [18] y Australia [19].
Existe una central en Nevada, EEUU, que integra energı́a geotérmica, fotovoltaica y solar
térmica. El principal atractivo de hibridar tecnologı́a termosolar con geotermia es el aumento
de la eficiencia del proceso geotérmico mediante el uso de energı́a solar térmica para precalen-
tar el agua o sobrecalentar el vapor. Actualmente no existen proyectos de centrales hı́bridas de
tecnologı́a solar térmica y eólica. El planteamiento del estudio nace de la necesidad de poder
ofrecer una demanda menos intermetente a lo largo del dı́a, caracterı́stica que tienen ambas
tecnologı́as cuando funcionan por separado. Para estos dos planteamientos de hibridación, el
costo del campo solar hace que la inversión inicial aumente drásticamente y que el costo de
la energı́a se dispare [2].
Centrales termosolares con grado de hibridación medio

Prácticamente todas las centrales termosolares, con o sin almacenamiento, están equipa-
das con sistemas auxiliares que ayudan a regular la producción y a garantizar la capacidad,
especialmente en perı́odos de alta y media demanda eléctrica [20]. En la Figura 1.4 se mues-
tra una curva tı́pica de generación de una central termosolar con almacenamiento y sistema
auxiliar.
Figura 1.4: Perfil de generación de una central termosolar hı́brida con capacidad de almace-
namiento [21].
Estos sistemas son alimentados con combustibles (generalmente se usa gas natural aunque
también hay sistemas en los que se emplea biogas) pueden transferir energı́a térmica al fluido
7
1.5. Objetivos
calor portador, al sistema de almacenamiento o directamente al bloque de potencia [20]. Sin

estos sistemas auxiliares las centrales necesitarı́an de una gran capacidad de almacenamiento
para poder cumplir con su mı́nimo técnico. Aquellas centrales sin sistemas auxiliares nece-
sitan de sistemas de almacenamiento térmico de gran capacidad capaces de ofrecer una alta
autonomı́a para garantizar la operación en condiciones de mı́nimo técnico.
Centrales termosolares con grado de hibridación bajo

En esta sección se engloban las centrales convecnionales que usan la energı́a solar térmica
para precalentar el agua que ingresa a la caldera. Normalmente el porcentaje de participación
de la energı́a solar es de aproximadamente un 20 % [2]. Las centrales que presentan este tipo
de hibridación son: ciclos de Brayton solares, centrales hı́bridas de carbón y centrales de ciclo
combinado integradas con un campo solar.
1.5. Objetivos
El objetivo de este proyecto es demostrar la viabilidad técnica y las ventajas derivadas de
la hibridación de una central termosolar con una caldera de biomasa. Para ello se desarro-
llará una herramienta de Matlab que permitirá de reproducir un ciclo termodinámico basado
en de la Central de Borges Blanques. Esta central es el único proyecto en funcionamiento
que emplea la tecnologı́a termosolar hibridada con una caldera de biomasa. Se realizará en
paralelo la modelización y simulación de una central termosolar convencional con parámetros
equivalentes al del modelo hı́brido.
La metodologı́a seguida será realizar un análisis 4E (Energy, Exergy, Environmental and

Economic). Este tipo de análisis evalúan el comportamiento de las centrales de producción
de potencia atendiendo a criterios energéticos, exergéticos, medioambientales y económicos.
A la hora de analizar procesos termodinámicos es usual evaluar el rendimiento energético

y el rendimiento exergético, ya que el análisis energético da una una idea de cuánto trabajo se
produce a partir de una determinada energı́a de entrada, mientras que el análisis exergético
arroja información acerca de la calidad de la energı́a producida. Es el segundo de los análisis el
que da una idea los procesos que son sujetos a mejora, ya que se evalúan las irreversibilidades
presentes en cada uno de ellos.
8
Capı́tulo 2
Metodologı́a seguida
Durante la realización de este trabajo se realizarán dos simulaciones de plantas termo-

solares con diferentes configuraciones: una central termosolar hibridada con una caldera de
biomasa y una central termosolar convencional. La simulación de ambas plantas termosolares
está compuesta de tres etapas: cálculo de las corrientes del ciclo, cálculo de los dispositivos y
procesos que intervienen en el ciclo y análisis global a la central. Para ello de se desarrolla una
herramienta de Matlab, descrita en detalle en el Capı́tulo 4, la cual caracteriza las entalpı́as
y entropı́as de cada una de las corrientes del ciclo para realizar después las etapas posteriores
del análisis. La Figura 2.1 muestra un esquema de la metodologı́a llevada a cabo.
Figura 2.1: Etapas del análisis
Una vez simuladas ambas configuraciones, se compararán los resultados obtenidos con el
fin de poder determinar las ventajas y desventajas de cada configuración. En este capı́tulo
se recogen los cálculos necesarios para las diferentes etapas de cálculo mencionadas anterior-
mente.
9
2.1. Cálculo de las corrientes
2.1. Cálculo de las corrientes

La exergı́a de las corrientes está compuesta por la exergı́a fı́sica y la quı́mica. La exergı́a
de flujo de las distintas corrientes se calcula mediante la ecuación:
ei = eph,i + ech,i (2.1)
Donde eph,i es la exergı́a fı́sica de la corriente y ech,i la exergı́a quı́mica.
Exergı́a fı́sica
La exergı́a fı́sica tiene en cuenta la exergı́a del flujo cuando no cambia de composición en
relación al estado inerte (considerando este como Po y To ). La expresión de la exergı́a fı́sica
de la mezcla de gases es:
eph,i = hi − h0 − T0 (si − s0 ) (2.2)

Donde: X
hi = xi h + hM (2.3)
i
X
si = xi s + sM (2.4)
i
Por ser gas ideal la expresiones anteriores para calcular la entalpı́a y entropı́a de la corriente
se calcular como:
eph,i = hi − ho − To (s − so ) (2.5)
h = 0 (2.6)
X
sM = −R xi ln(xi ) (2.7)
i
La entalpı́a de corrientes constituidas por mezcla de gases se calcula mediante la siguiente

expresión:
X
h(T ) = Xi hi (T ) (2.8)
i
Siendo hi (T ) la entalpı́a del componente puro i [kJ/kg]. La entalpı́a del componente puro
i se calcula empleando según el calor especı́fico a presión constante, integrando el polinomio
que depende de T que varı́a según el compuesto.
Z 298,15K
hi (T ) = cpi (T )dT (2.9)
T
Donde:
R
cpi [kJ/kgK] = (a + bT + cT 2 + dT 3 + eT 4 ) (2.10)
Mi
Los coeficientes de cpi de cada uno de los compuestos se obtuvieron de la referencia [24]
y se recogen en la Tabla ??:
10
Capı́tulo 2. Metodologı́a seguida
Compuesto a b (10−3 ) c (10−6 ) d (10−9 ) e (10−12 )

CO2 2.401 8.735 -6.607 2.002 0
H2 O 4.070 -1.108 4.125 2.964 0.807
N2 3.675 -1.208 2.324 -0.623 -0.226
O2 3.626 -1.878 7.055 -6.764 -0.226
Tabla 2.1: Coeficientes del polinomio del poder calorı́fico de la biomasa empleada [24].
Exergı́a quı́mica
Por otra parte, la exergı́a quı́mica de una corriente representa la energı́a necesaria para
realizar los cambios en las composiciones quı́micas de manera reversible hasta el estado am-
biente. Dicho esto, se puede calcular la exergı́a quı́mica de una mezcla de gases ideales de la
siguiente manera:
X X
ech = xi ech
i + R̃T0 xi ln(xi ) (2.11)
i i
Siendo ech
i la exergı́a de la sustancia en el estado de referencia. Se utilizarán las exergı́as
quı́micas estándar de la bibliografı́a [30]:
Compuesto ech
i [kJ//kmol] ech
i [kJ//kg]
CO2 20140 457.7273
H2 O 11710 650.5556
O2 3970 124.0625
N2 720 25.7143
Tabla 2.2: Exergı́a quı́mica estándar de diferentes compuestos [30]
Los combustibles industriales, sólidos o lı́quidos, suelen estar formados por numerosos
compuestos quı́micos, usualmente desconocidos. Esto hace que sea difı́cil estimar la entropı́a
de reacción, ∆so , con una precisión admisible. Szargut y Styrylska asumieron que el ratio
de exergı́a quı́mica, ech , al poder calorı́fico para combustibles industriales sólidos y lı́quidos
es igual para compuestos quı́micos puros siempre y cuando tengan la misma proporción de
elementos constitutivos [30]. El ratio se denota como ϕ:
ech
ϕ= (2.12)
P CI
Para sustancias secas sólidas, constituidas por C, H, O y N con un ratio de masa de
oxı́geno a carbono 2,67 < oc < 0,667, se calcula ϕ mediante la siguiente expresión empı́rica
[30]:

1,0438 + 0,1882 hc − 0,2509 1 + 0,7256 hc + 0,0383 nc
ϕ= (2.13)
1 − 0,3035 oc
Se estima que esta expresión tiene una precisión del ±1 %.
2.2. Cálculo de los dispositivos

Se van a aplicar los balances de masa, energı́a y exergı́a a los diferentes sistemas esta-
cionarios que componen el ciclo termodinámico. En las secciones posteriores se habla de los
11
balances de energı́a y exergı́a de los distintos dispositivos.
Balance de masa
Puesto que no se consideran reacciones nucleares ni efectos relativistas, la masa de un
sistema cerrado permanece constante:
X
ṁ = 0 (2.14)
j
Balance de energı́a
Siendo Q el calor intercambiado por un sistema abierto y W el trabajo intercambiado por
el mismo sistema abierto, se tiene:
La energı́a total del sistema U .
El trabajo intercambiado por el sistema cerrado será la suma del trabajo intercambiado
por el sistema abierto y los trabajos de entrada y salida de los flujos de masa: W +
P2 v2 m2 − P1 v1 m1 (suponiendo una única corriente de entrada y salida).
Aplicando el primer principio al sistema cerrado (U = Q − W ) y teniendo en cuenta que

h = u + P v y asumiendo un número j de entradas y salidas de masa al sistema, el balance
de energı́a resulta:
X
Q̇ − Ẇ + hj ṁ = U̇ (2.15)
j
Debido a que no existen variaciones de energı́a en los dispositivos estudiados, el balance

queda:
X
Q̇ − Ẇ + hj ṁ = 0 (2.16)
j
Balance de exergı́a
Los balances de exergı́a son especialmente útiles a la hora de calcular la destrucción
exergética producida durante un proceso. La expresión general de un balance de exergı́a es:
Q̇ − T0 J˙s − Ẇ − I˙ +
X
ej ṁ = 0 (2.17)
j
El significado de cada uno de los términos del sumando es:

Q̇ − T0 J˙s = T0
R
dQ 1 − T es el contenido exergético del calor.
Ẇutil = Ẇ −P0 ∆V representa el contenido exergético del trabajo. Los sistemas cerrados
estudiados no sufren variaciones de su volumen por lo que Ẇutil = Ẇ .
I = T0 σ es la ecuación de Gouy-Stodola, I es la destrucción exergética debida a la

generación de entropı́a σ, que corresponde a la pérdida de la capacidad del sistema
para desrrollar un trabajo por irreversibilidades internas.
12
2.2.1. Turbinas
A la hora de evaluar el rendimiento según la primera ley para turbinas y bombas se suele
emplear el rendimiento isentrópico. Éste compara las entalpı́a a la entrada a la salida del
equipo real y el salto te entalpı́as que producirı́a un equipo sin irreversibilidades internas.
En turbinas reales se tiene que el trabajo producido es menor al trabajo que se producirı́a
en caso de que la turbina fuese isentrópica. En la Figura 2.2 se refleja el hecho de que,
debido al aumento de entropı́a asociado al proceso, el trabajo realizado por la turbina real es
menor al que entregarı́a una turbina isentrópica. Es por esto que la expresión de rendimiento
isentrópico para turbinas se calcula como:
h2 − h1
ηs,T = (2.18)
h2,s − h1
Figura 2.2: Diagrama h-s del proceso de expansión de una turbina real [24].
Los procesos de expansión en una planta de potencia ocurren, generalmente, a una tem-
peratura mayor a la ambiente. Los procesos de expansión tienen como objetivo principal la
reducción de la exergı́a del fluido que atraviesa el dispositivo, con el fin de conseguir trabajo
a costa de este fenómeno. Esta sección se dedica al análisis de turbinas adiabáticas de un
proceso de expansión único. No se suelen considerar las pérdidas de calor a través de las
paredes de la turbina por ser un equipo razonablemente adiabático.
Si se realiza un balance de exergı́a al dispositivo queda:
X To
0
0= 1− q̇ − wT + (eout − ein ) − iT (2.19)
Tb
e 1 − e 2 = wT + i (2.20)
Donde wT representa el trabajo especı́fico obtenido de la turbina, obtenido a expensas
de reducir la exergı́a de la corriente fluida. Según la relación de Gouy-Stodola la destrucción
exergética por unidad de masa queda:
13
i = To σ (2.21)
A raı́z de lo dicho anteriormente, se define el rendimiento exergético de una proceso de
expansión como:
wt
ηII = (2.22)
e1 − e2
De manera equivalente:
i
ηII = 1 − (2.23)
e1 − e2
Ignorando los términos de fricción mecánica de los álabes de la turbina y, considerando
el proceso de expansión como adiabático, se llega a que el rendimiento exergético es:
h1 − h2
ηII = (2.24)
e1 − e2
h1 − h2
ηII = (2.25)
(h1 − h2 ) − To (s2 − s1 )
Si se compara la definición de rendimiento isentrópico de una turbina (2.18) con la de-
finición de rendimiento exergético, se puede ver que la definición de rendimiento según la
Segunda Ley de la termodinámica compara el funcionamiento de una turbina real con una
reversible, considerando los mismas condiciones de entrada y salida de la turbina; el rendi-
miento isentrópico considera una turbina con el mismo estado inicial, pero diferente estado
final (la presión de salida se mantiene constante, no ası́ las demás propiedades temrodiámicas).
2.2.2. Bombas
El cálculo del rendimiento isentrópico de las bombas sigue un razonamiento análogo al
empleado para el cálculo del rendimiento isentrópico de las turbinas. Las bombas reales
consumen más trabajo que el que consumen las isentrópicas. En la Figura 2.3 se muestra la
trayectoria seguida por un proceso de bombeo en un proceso real.El rendimiento isentrópico
de las bombas se calcula como:
h2,s − h1
ηs,B = (2.26)
h2 − h1
El proceso para obtener una definición de rendimiento exergético para una bomba, es
equivalente al razonamiento seguido para obtener la definición para una turbina. El objetivo
principal de un proceso de bombeo es aumentar la exergı́a de la corriente fluida a costa de
comunicar un trabajo a la bomba.
Si se considera el proceso como adiabático, el balance de exergı́a al sistema queda:
X To
0
0= 1− q̇ − wB + (eout − ein ) − iB (2.27)
Tb
w = e2 − e1 + i (2.28)
Es por esto que el rendimiento exergético de una bomba se puede escribir mediante las
dos expresiones siguientes:
14
Figura 2.3: Diagrama h-s del proceso de bombeo de una bomba real [24]
.
e2 − e1
ηII = (2.29)
wc
i
ηII = 1 − (2.30)
wc
Recurriendo a la expresión de Gouy-Stodola, y considerando las hipótesis anteriores, se
tiene que la destrucción exergética por unidad de masa en una bomba es:
i = To σ (2.31)
2.2.3. Intercambiadores de calor
Figura 2.4: Evolución de las temperaturas de las corrientes de un generador de vapor depen-
diendo de si los flujos son paralelos (izquierda) o cruzados (derecha) [25].
Los rendimientos según la primera ley de la termodinámica de los intercambiadores de

calor se suelen denominar eficiencias. Dependiendo de si interesa enfriar o calentar la corriente
fluida, la relación de saltos entálpicos que determina la eficiencia se expresará de una manera
15
o de otra: en caso de que interese calentar la corriente, el salto entálpico de la corriente

caliente se situará en el denominador, en caso contrario se situará en el numerador.
El rendimiento exergético de este tipo de dispositivos viene condicionado por las transfe-
rencias de calor debido a una diferencia finita de temperatura. Mientras mayor sea la diferencia
de temperatura entre ambas corrientes, mayores serán las destrucciones exergéticas. En la
Figura 2.4 se puede apreciar el salto de temperatura a la entrada y la salida de diferentes
tipos de intercambiadores de calor.
A continuación se describen en detalle los balances de exergı́a realizados para los dos
intercambiadores de calor de la instalación: el generador de vapor y el condensador.
Generador de vapor
El rendimiento exergético se puede definir tomando en consideración que el efecto deseado
de los intercambiadores de calor es aumentar la exergı́a de una corriente frı́a a costa de reducir
la exergı́a de una corriente caliente. Entonces:
Entrada = E1,c − E2,c (2.32)
Salida = E2,f − E1,f (2.33)

Con esto, se define el rendimiento exergético del dispositivo como:
E2,f − E1,f
ηII = (2.34)
E1,c − E2,c
Recurriendo al balance de exergı́a del dispositivo, se puede escribir el rendimiento de
manera equivalente a la Ecuación 2.34:
IIC
ηII = 1 − (2.35)
E1,c − E2,c
De manera equivalente se puede escribir la destrucción exergética en función del rendi-
miento exergético y las exergı́as de las corrientes:
IIC = (E1,c − E2,c )(1 − ηII ) (2.36)
Condensador
Se realiza un balance de exergı́a al condensador:
0
X To *0

0= 1− Q̇
j − WCo + ṁ(eout − ein ) − ICo

(2.37)
Tb
La destrucción exergética en un condensador es entonces:
ICo = ṁ(eout − ein ) (2.38)

El rendimiento exergético del condensador es entonces:
IC
ηII,Co = 1 − (2.39)
ṁ(eout − ein )
16
Figura 2.5: Estudio del condensador como volumen de control.
2.2.4. Desgasificador
Los desaireadores son dispositivos comúnmente empleados en las centrales que generan
potencia en base a un ciclo de Rankine. Son intercambiadores de calor de contacto directo,
cuya función principal es eliminar los gases no condensables que se hayan podido introducir
en el circuito de vapor mediante el calentamiento del agua. El principio de funcionamiento es
aprovechar la solubilidad inversa de los gases, según la cual los gases son menos solubles en
agua a alta temperatura [26].
Según esto se puede definir el rendimiento según la primera ley como la razón de las
entalpı́as de las corrientes de salida y las corrientes de entrada:
P
mout hout
ηI,D = P (2.40)
min hin
Los procesos de mezcla se pueden clasificar según su naturaleza en dos tipos: la entremez-
cla de las moléculas de las sustancias que se ponen en contacto y el intercambio de energı́a
entre las corrientes del proceso. Cuando las corrientes que se mezclan tienen la misma com-
posición quı́mica, la entremezcla de moléculas no es relevante [30].
Las principales causas de irreversibilidad en un proceso de mezcla son [30]:
Entremezcla de moléculas de diferentes especies mediante procesos de difusión molecu-

lar.
Transferencia de energı́a debido a diferentes condiciones mecánicas o térmicas iniciales

de las corrientes.
Transferencia de calor debido a una diferencia finita de temperaturas.
17
Fenómenos de disipación viscosa durante la mezcla. Esto produce una caı́da de presión
en la cámara de mezclado.
Si se realiza un balance exergético a un desaireador los términos que aparecen son relativos
únicamente a la exergı́a fı́sica de las corrientes de mezcla y a la destrucción exergética del
dispositivo:
0 0 X
X To
1− Q̇ − Ẇ
+ ṁhj − I˙D = 0 (2.41)
Tb j
La destrucción del exergética del dispositivo se calcula mediante la expresión de Gouy-

Stodola:
I˙D = To σ = To (ṁout sout − ṁin sin ) (2.42)

Según esto, se puede definir el rendimiento exergético de un desaireador como:
P
To σ ṁout eout
ηII,Des =1− = P (2.43)
ṁin ein ṁin ein
2.2.5. Campo solar

Existen diferentes maneras de calcular la exergı́a aportada por el Sol. La fórmula más
empleada es la introducida por Petela [31]:
" 4 #
4 To 1 To

ΨSol = Qs 1− + (2.44)
3 Ts 3 Ts
Donde:
To es la temperatura ambiente.
Ts es la temperatura del sol, 5777K.
La destrucción exergética en los colectores solares es debido al intercambio de calor irre-

versible y a las pérdidas de calor en el propio colector. En los colectores solares se tiene que
se destruye del orden de un 70 % de la exergı́a aportada por el Sol [32]. En la Figura 2.6 se
muestran los flujos exergı́a tı́picos de un colector solar.
18
Figura 2.6: Flujos de exergı́a de un colector solar cilindro-parabólico.
2.2.6. Caldera de biomasa

En los procesos de combustión, el objetivo principal es transferir el calor generado por
la combustión al fluido que atraviesa la caldera. El calor generado por la combustión es el
resultado de multiplicar el caudal másico de combustible por el poder calorı́fico del combus-
tible. En este análisis se empleará el poder calorı́fico inferior, LHV, puesto que este es el
calor que realmente se aprovecha en la caldera. Si se emplease el poder calorı́fico superior,
se tendrı́an en cuenta también las pérdidas debido al desaprovechamiento del calor latente
del vapor contenido en los humos, por lo que se obtendrı́a un rendimiento de la caldera aún
menor que si se emplease el poder calorı́fico inferior. La expresión empleada para calcular el
rendimiento de la caldera es:
P
∆H
ηI,B = (2.45)
ṁf P CI
Siendo ∆H el salto de entalpı́a del fluido que atraviesa el dispositivo. Los procesos de
combustión llevan asociadas diferentes formas de irreversibildad. En general, los cálculos de
combustión se llevan a cabo asumiendo una combustión adiabática; con esta hipótesis las
irreversibilidades debidas a los fenómenos de mezcla y fricción de corrientes no son despre-
ciables [30].
La irreversibilidad inherente a la combustión es en gran parte causada por la gran exergı́a

quı́mica del combustible. Cuando existe una gran diferencia de temperaturas entre los reacti-
vos y los productos, existe una gran generación de entropı́a σ, lo que da lugar a un aumento
19
de las irreversibilidades del proceso. La Figura 2.7 ilustra lo mencionado anteriormente. El

área encerrada bajo la curva que une los puntos P0-P1 corresponde al poder calorı́fico del
combustible, el área coloreada en azul corresponde a la destrucción exergética asociada a la
combustión.
Figura 2.7: Irreversibilidades de un proceso de combustión isóbara. Adaptado de [30].
Para reducir la generación de entropı́a durante la combustión se puede:
Realizar una combustión isocórica.

Enriquecer de oxı́geno del comburente.
Precalentar de los reactivos. Esta es la forma más habitual de reducir la irreversibilidad
del proceso. Haciendo esto se reduce el salto de temperaturas entre los reactivos y los
productos, consiguiendo ası́ una menor generación de entropı́a.
La Figura 2.8 muestra los flujos de destrucción exergı́a tı́picos de una caldera. Se subdivide
el diagrama en tres subregiones:
1. Combustión adiabática de combustible, a la izquierda de la figura.

2. Transferencia de calor, en el centro de la figura.
3. Región de mezcla de gases, a la derecha de la figura.
La exergı́a destruida en la caldera se calcula aplicando un balance exergético al dispositivo.

La forma general de balance de exergı́a es el descrito por la ecuación 2.16. Considerando la
caldera como adiabática, el balance de exergı́a queda:
0 0
X To ˙+
X
1− Q̇ − Ẇ
− I ej ṁ = 0 (2.46)
Tb j
20
Figura 2.8: Flujos de exergı́a presentes en la caldera. Adaptado de [30].
El rendimiento exergético de la adición de calor en una caldera tiene en cuenta la exergı́a

fı́sica de las corrientes y la exergı́a quı́mica de los humos y el combustible. Se considera que
la única exergı́a de entrada es la exergı́a quı́mica del combustible:
Evapor + Ehumos
ηII,Caldera = (2.47)
Ecomb
2.3. Cálculos de Planta

2.3.1. Análisis energético
A la hora de calcular el rendimiento energético de una central , se realiza un balance de
energı́a al sistema global:
Ẇentrada = Ẇutil + Ẇperdidas (2.48)
El rendimiento energético de una planta se puede calcular como la razón entre la energı́a
útil desarrollada por la central y el calor aportado al ciclo.
Ẇutil
ηI,central = (2.49)
Q̇entrada
21
2.3.2. Análisis exergéticos

Existen dos maneras de evaluar el rendimiento exergético global de una instalación: anali-
zando la relación entre las exergı́as de entrada y las exergı́as de salida o mediante coeficientes
de desempeño globales.
1a definición de Rendimiento Exergético,

El primer método resulta más sencillo ya que tiene una visión más global de todo el
proceso puesto que tiene en cuenta únicamente las exergı́as de entrada y las exergı́as de
salida. Expresado matemáticamente resultarı́a de la siguiente manera:
Ein
= (2.50)
Eout
En el caso de la central estudiada se considera que las exergı́as de entrada a la central
serı́an las del sol y la exergı́a quı́mica del combustible.
Pneta
= (2.51)
ESol + EComb
Donde ESol es la exergı́a aportada por el Sol y EComb es la exergı́a del combustible.
2a definición de Rendimiento Exergético, ψ

La otra manera de expresar el rendimiento exergético de las centrales lleva asociada el
cálculo de las destrucciones exergéticas en todos los dispositivos. Esta forma de cálculo ha
demostrado tener diferentes ventajas frente a la otra forma de calcular el rendimiento [30].
Considerando una instalación en la que todos los procesos son cuasi-estacionarios, a menos
que existan procesos puramente disipativos, las transferencias de exergı́a se pueden agrupar en
aquellas que son un producto deseado y aquellas que son una entrada necesaria. Si las entradas
y salidas de exergı́a son correctamente caracterizadas, se puede decir que componen todas
las transferencias de exergı́a en el volumen de control estudiado (en este caso la central). Es
decir, si existen otras formas de transferencia de exergı́a que no estén englobas en entradas
o salidas, son necesariamente debidas a irreversibilidades externas. Matemáticamente esto
quiere decir:
X X
∆Ein = ∆Eout + I (2.52)
P
Siendo Ei,in la suma de todas las transferencias de exergı́a que suponen la exergı́a de
Pi
entrada y Ei,out la suma de todas las transferencias de exergı́a que suponen la exergı́a de
salida. Según la segunda ley de la termodinámica se tiene que cumplir que I ≥ 0 por lo que
se tiene que cumplir lo siguiente:
P
Eout
P ≤1 (2.53)
Ein
Esta última relación permite cuantificar el ratio de irreversibilidad del proceso. En la
medida que la relación anterior se acerque a la unidad, más reversible será el proceso, corres-
pondiendo al valor unidad un proceso completamente reversible. A raı́z de esto aparece la
definición de la eficiencia racional, ψ. Las dos expresiones equivalentes para el cálculo de la
eficiencia racional son:
P
Eout
ψ= P (2.54)
Ein
22
I
ψ =1− P (2.55)
Ein
Otra de las ventajas de este método es que ofrece una forma de validar la exactitud de
los cálculos en sistemas complejos, puesto que una vez determinadas todas las destrucciones
exergéticas de la planta, se debe cumplir la ecuación 2.52.
Defecto de eficiencia
Cuando se calcula la eficiencia racional ψ ayuda dividir el volumen de control en N
subsistemas. Cabe recordar que la exergı́a es una propiedad extensiva, lo que quiere decir que
la suma de las irreversibilidades de las regiones en las que se subdivide el volumen de control
es igual a la irreversibilidad total del sistema:
X
I= I (2.56)
j
Es por esto que la eficiencia racional se puede escribir como:

P
Ii
1−ψ = P N (2.57)
∆Ein
Dada la definición de eficiencia racional, resulta evidente que la resta 1 − ψ representa
la fracción de la exergı́a de entrada que se pierde debido a irreversibilidades y se denomina
defecto de eficiencia [30]. Otra de las definciones de utilidad que surgen a raı́z de la definición
de a la eficiencia racional es el defecto de eficiencia del componente i-ésimo, δi . Este parámetro
sirve para cuantificar el efecto de un componente concreto en el desempeño exergético global
de la planta.
Ii
δi = P (2.58)
∆Ein
P
Recordando que ∆Ein representa la entrada de exergı́a a todo el volumen de control,
no solo a la subregión del sistema. Usando esta notación se puede establecer un nuevo balance
exergético al sistema [30]:
1 = ψ + δ1 + δ2 + δ3 + ... + δN (2.59)
2.3.3. Análisis económico de la central

Los costes totales de una instalación de produccion de energı́a se pueden englobar en
cuatro grandes bloques:
Inversión inicial. Desembolso inicial que se realiza para empezar la explotación del
recurso.
Coste del combustible. En este caso se refiere al coste de la biomasa empleada.
Gastos de operación y mantenimiento, considerados habitualmente un tanto por ciento

de los costes de inversión.
Costes relacionados con la emisión de CO2 .
23
Coste nivelado de la energı́a

Es habitual calcular en las instalaciones de producción de energı́a eléctrica el Coste Ni-
velado de la Energı́a, LCOE. El cálculo del LCOE permite la comparación entre diferentes
tecnologı́as de generación, sea cual sea su naturaleza. A la hora de calcular el LCOE, se tienen
en cuenta los diferentes costes descritos en la sección anterior, dividido entre la cantidad de
energı́a generada durante la vida útil de la instalación. Matemáticamente, el LCOE tiene la
siguiente expresión:
Pn CI +CO&M +CF +Cind
i=0 (1+r)i
LCOE = Pn Eg
(2.60)
i=0 (1+r)i
Donde CI son los costes de inversión, CO&M son los costes de operación y mantenimiento,
CF son los costes de combustible, Cind son los costes indirectos (incluyen las penalizaciones
por emisiones de CO2 ), Eg es la energı́a eléctrica generada, r es la tasa de descuento, i es el
año y n son los años de vida útil de la planta.
Si se asume que toda la inversión se realiza en el año 0 y que el resto de costes son
constantes a lo largo de toda la vida útil de la planta, se puede expresar la ecuación anterior
de una manera más simplificada:
CI · CRF + CO&M + CF + Cind

LCOE = (2.61)
Eg
Siendo CRF el factor de recuperación del capital, que se calcula como:
r(1 + r)n
CRF = (2.62)
(1 + r)n − 1
Cálculo de los costes de inversión

Los costes de inversión engloban la inversión para la compra del campo solar, la caldera
y el ciclo de Rankine:
CI = CSF + CC + CR (2.63)
A su vez, los costes del campo solar están compuestos por los costes de los heliostatos y
los precios del terreno:
CSF = Cheliostatos + Cterreno (2.64)

La cantidad de heliostatos necesarios para el campo solar se calcula en base a la irradiación
normal directa (DNI) y al calor absorbido por el campo solar QSF .
QSF
QSF = ASF · DN I → ASF = (2.65)
DN I
Por otra parte, los coste de inversión del bloque de potencia y de la caldera se calculan
empleando un coste proporcional por kilowatio, eléctrico en el caso del bloque de potencia y
térmico en el caso de la caldera. Los factores empleados se detallan en la sección de metodo-
logı́a.
En la Figura 2.9 se muestra el desglose del coste total de la inversión de una central de
cilindros parabólicos con sistemas de almacenamiento de energı́a.
24
Figura 2.9: Desglose de costes de la inversión total de una central de espejos cilindro-parabóli-
cos convencional [8].
2.3.4. Análisis medioambiental

El análisis medioambiental de las centrales de producción de energı́a eléctrica suele cen-
trarse en medir las emisiones de CO2,eq en función de la energı́a generada. Dada la naturaleza
de la central, el análisis medioambiental abordará diferentes aspectos además de las emisiones
de CO2,eq . La central estudiada produce energı́a a partir de energı́a solar térmica y la quema
de biomasa forestal. Cada una de las tecnologı́as presenta diferentes retos medioambientales
debido a su naturaleza intrı́nseca.
Energı́a termosolar
Hoy en dı́a los esfuerzos de los desarrolladores de la energı́a solar térmica de concentración
se centran en dos principales vertientes [8]:
La reducción de las necesidades de agua empleadas para la refrigeración en los diferentes

ciclos de potencia, tanto solares como convencionales.
Sustitución de los aceites térmicos empleados, potencialmente contaminantes o peligro-

sos (como aquellos empleados en las plantas de cilindros parabólicos) por otros que no
presenten tales inconvenientes.
Otro de los aspectos a tener en cuenta que se mencionó en las secciones anteriores, es el
gran uso de suelo necesario para poder tener potencias instaladas de decenas de megawatios.
En menor medida, cabe mencionar el uso de agua necesaria para limpiar los espejos puesto
que su eficiencia cae cuando tienen suciedad. Esto último es un factor a tener en cuenta
puesto que usualmente las centrales termosolares se sitúan en zonas desérticas donde puede
haber mucha tierra o arena.
25
Biomasa
Esta sección del estudio ambiental se centrará en el análisis del uso de biomasa forestal,
por ser ésta la empleada en la central Borges Blanques. Para muchos de los biocombustibles
ya se ha fijado una cierta cantidad de emisiones de CO2 por MWh producido por lo que la
discusión que se presenta a continuación no resultarı́a relevante.
El uso de biomasa forestal se considera neutro en emisiones de gases de efecto invernadero

(GHG, por sus siglas en inglés) en numerosos estudios. Esto es consecuente con diferentes
directivas y planes europeos de la década pasada [33] y con las recomendaciones de UNFCCC
(Naciones Unidas para Combatir el Cambio Climático) [34]. La lógica detrás de este razona-
miento radica en que el CO2 emitido durante el uso de la biomasa es “compenasdo” con el
CO2 que las plantas absorbieron durante su proceso de fotosı́ntesis.
A pesar de esto, hoy en dı́a existen cada vez más estudios que tratan de cuantificar
las emisiones de CO2 del uso de biomasa forestal. Las principales razones que empujan a
considerar que el uso de la biomasa no es neutro en emisiones son [35]:
El uso de biomasa forestal como fuente de energı́a incurre en emisiones de CO2 debido
a que las emisiones emitidas durante la tala de la madera puede no estar compensada
con el secuestro de emisiones de la misma.
El uso de madera como fuente de energı́a hace que deje de usarse la madera como
materia prima para la fabricación de productos como puede ser la madera aserrada
o los pallets fabricados en base a madera. Esto puede llevar a la utilización de otros
materiales distintos a la madera usualmente ligados a la emisión de GHG.
El uso de tierra agrı́cola para la producción de cultivos energéticos lleva a requerimientos

de intensificar la producción agrı́cola en otra zona. Este fenómeno suele denominarse
como cambio indirecto del uso del suelo.
En 2005 la Unión Europea publicó el documento desarrollado por la Agencia de Investiga-

ción de la Comisión Forestal: “Carbon impacts of biomass consumed in the EU: quantitative
assessment”. El objetivo principal era hacer una revisión a todos los estudios realizados cuyo
objeto de estudio era cuantificar las emisiones de CO2 ligadas al uso de la biomasa forestal.
Tras la revisión bibliográfica, se concluyó que los estudios realizados presentaban formas muy
diferentes de abordar el problema puesto que el documento no concluye en una forma concre-
ta de poder calcular las emisiones. Sı́ se pusieron en común las similitudes entre los diferentes
estudios y se establecieron las bases para futuros trabajos.
A la vista de la complejidad asociada al cálculo de emisiones derivadas de la quema de

biomasa forestal, se tomará como neutra en emisiones de CO2,eq a lo largo de este trabajo.
26
Capı́tulo 3
Descripción de la instalación
El objetivo principal de este trabajo es poder analizar las diferentes ventajas que ofrece la
hibridación de centrales termosolares. El hecho de proponer una central termosolar hibridada
con una central de biomasa nace del interés de estudiar una central ya existente: la central
Termosolar Borges Blanques. En este capı́tulo se examina en profundidad la central original.
3.1. Aspectos generales de la central original: Termosolar Bor-

ges Blanques
La central termosolar de Borges Blanques es la primera central comercial en hibridar
tecnologı́a termosolar con una caldera de biomasa. Se encuentra situada en la ciudad de Les
Borges Blanques, en la provincia de Lleida. Comenzó su operación en diciembre del 2012.
La central consigue operar las 24 horas del dı́a debido a su hibridación, funcionando con
energı́a solar durante las horas del dı́a y con biomasa durante las horas de la noche. La central
cuenta también con una caldera auxiliar que opera con gas natural. Gran parte de la biomasa
que alimenta la caldera proviene de biomasa forestal, complementado con cultivos energéticos
y desechos derivados de la agricultura regional. La central tiene una potencia instalada de
22.5MWe, potencia suficiente como para abastecer 27.000 hogares.
La hibridación con una caldera de biomasa hace que esta central presente una serie de
ventajas frente a una central termosolar convencional:
Aumento del factor de planta, derivando en un incremento de la producción anual de

la generación de energı́a eléctrica.
Permitir un régimen de operación continuo de la central, haciendo que se reduzcan las

encendidos y apagados de la turbina de vapor. Esto alarga su vida útil y reduce costes
de mantenimiento.
El funcionamiento ininterrumpido de la central hace que la turbina presente una mayor

eficiencia al eliminar las partidas y detenciones. También hace que las instalaciones
eléctricas de la central aumenten su eficiencia.
Aumentar el aprovechamiento del recurso solar. La hibridación posibilita operar incluso

por debajo del técnico de la turbina (el resto de calor necesario es aportado por la caldera
de biomasa).
27
3.1. Aspectos generales de la central original: Termosolar Borges Blanques
Reducir el impacto de los perı́odos cortos en los que transitan nubes por encima de la
planta.
La utilización de biomasa forestal optimiza el uso de capital, permitiendo una menor

inversión que las realizadas para instalaciones eléctricas similares. [22]
En la siguiente sección se hace una descripción de los componentes caracterı́sticos de la

central Borges Blanques. El circuito de refrigeración, del condensador, el tren de intercambia-
dores de calor y los demás sistemas auxiliares no presentan grandes diferencias con respecto
a los de una central termosolar convencional por lo que no se describirán con detalle.
3.1.1. Componentes de la central

Bloque solar
El aceite que se utiliza para generar el vapor que ingresa a la turbina es calentado, prin-
cipalmente, en el campo solar. Éste tiene un área de 67 Ha, formado por 336 colectores de
100 metros cada uno. Cada colector cuenta con 8 unidades de 10 metros de longitud y 5.75
metros de diámetro. Los colectores cuentan con 9 pilares motorizados para permitir el giro de
los cilindros y ası́ ejecutar el seguimiento del sol. El campo solar de la central está dividido
en dos áreas: el campo norte y el campo sur.
El aceite frı́o que proviene del ciclo de potencia ingresa al campo solar a 293◦ C. Abandona
el campo solar a una temperatura de 393◦ C. No se calienta a una mayor temperatura ya que
el aceite se degrada a temperaturas mayores de 400◦ C.
Figura 3.1: Vista aérea de la central termosolar de Borges Blanques.
Calderas de biomasa
En los perı́odos de menor radiación el aceite es calentado por la unidad de biomasa. La
central cuenta con una caldera de biomasa de 22.5Mth, una caldera de 14 Mth dual de biomasa
y gas natural y una caldera auxiliar de 10MWt. Las calderas de biomasa son alimentadas con
28
Capı́tulo 3. Descripción de la instalación
biomasa forestal hasta la boca de carga. El sistema de carga de biomasa se caracteriza por la
posibilidad de quemar el combustible a medida que va ingresando a la caldera. Por encima
de las parrillas que alimentan la caldera encontramos los quemadores de gas natural, son los
encargados de proporcionar la energı́a térmica en caso de ser necesario.
Bloque de potencia
El generador de vapor funciona como un intercambiador de calor donde se transfiere la
energı́a térmica del aceite térmico al agua para generar vapor. El vapor generado pasa a
través de la caldera dual para obtener la temeperatura deseada de ingreso a la turbina.
La central cuenta con una turbina MARC-R de la marca MAN Diesel & Turbo. Ésta está
compuesta a su vez por dos turbinas: turbina MARC-2 de contrapresión y una turbina de
condensación MARC-6. El grupo de turbinas tiene una eficiencia del 37 % cuando opera con
máxima carga.
Figura 3.2: Vista aérea del bloque de potencia de la central termosolar Borges Blanques.
3.1.2. Operación de la central

Los colectores cilindro-parabólicos elevan la temperatura del aceite hasta una temperatu-
ra de 393◦ C. En el generador de vapor, el aceite térmico genera vapor saturado a 40 bar y la
caldera dual sobrecalienta el vapor hasta una temperatura de 520◦ C [22].
En los perı́odos en los que el campo solar no se encuentra operativo, en horas sin luz, es la
caldera de 22.5MWth de biomasa que calienta el aceite hasta 400◦ C. El aceite es conducido
hacia la segunda caldera de biomasa que eleva la temperatura del aceite por encima de los
400◦ C [22]. Este modo de operación busca garantizar que la turbina sea alimentada siempre
con un 50 % de su carga como mı́nimo (por debajo de esto la eficiencia de la turbina decrece
29
3.1. Aspectos generales de la central original: Termosolar Borges Blanques
muy rápidamente) [22].
La central termosolar Borges Blanques es alimentada con biomasa forestal, es suminis-

tranda con madera en tronco y astilla forestal, provenientes de más de 150 proveedores de
las provincias de Barcelona, Lleida, Tarragona y Huesca [27].
Los principales elementos que costituyen las calderas de biomasa son: sistema de alimen-
tación de biomasa, horno de biomasa, sistema de recuperación de calor y quemadores de gas
natural. La biomasa es introducida al horno mediante un sistema de alimentación especial-
mente diseñado que permite el quemado de la biomasa a medida que ingresa. La caldera
y el horno están integrados. El aire de la combustión es precalentado por el economizador,
tras esto ingresa en las diferentes áreas del horno para garantizar una combustión lo más
completa posible. Para los perı́odos transitorios (como por ejemplo el ingreso de biomasa con
más humedad de la habitual) se emplean los quemadores de gas natural para que el vapor de
salida tenga siempre una temperatura de 375◦ C [28].
30
Capı́tulo 4
Descripción del modelo desarrollado
La simulación de la central termosolar hibridada con una caldera de biomasa se compone

principalmente de tres bloques: el campo solar, el bloque de potencia y la caldera de biomasa.
En esta sección se describe el modelo propuesto para reproducir la central con configuración
hı́brida y se detallan los razonamientos seguidos para calcular el ciclo termodinámico en
Matlab. El procedimiento seguido para simular la configuración convencional es equivalente
al de la configuración hı́brida.
4.1. Modelo de la planta propuesto

Para la realización de este trabajo se elabora un ciclo termodinámico simplificado. Los
parámetros empleados para la reproducción del ciclo han sido obtenidos de la bibliografı́a
disponible y de hipótesis realizadas que se detallarán en las secciones posteriores.
El ciclo termodinámico es el mostrado en la Figura 4.1.
Figura 4.1: Ciclo termodinámico propuesto.
Donde el bloque SF representa el campo solar, SSG es el tren de intercambiadores de
31
4.1. Modelo de la planta propuesto
calor donde el aceite térmico cede calor al bloque de potencia para producir vapor, B es la
caldera de biomasa, HP T es la turbina de alta presión, LP T es la turbina de baja presión,
CON es el condensador, F W H es el desaireador y P i es la bomba i. Se emplea un código de
colores en las corrientes para diferenciar la composición de cada una de las corrientes: azul
representa las corrientes de agua o vapor, amarillo representa las corrientes de aceite térmico,
verde representa el flujo de entrada de biomasa y rojo simboliza los flujos de aire y gases de
escape.
El esquema detallado de la caldera es el mostrado en la Figura 4.2.
Figura 4.2: Esquema general de la caldera de biomasa.
4.1.1. Descripción del ciclo termodinámico

El ciclo termodinámico propuesto es un ciclo de Rankine regenerativo con un único reca-
lentamiento. El ciclo trabaja con tres niveles de presión:
Alta presión. La presión de entrada a la primera turbina. Tomada como hipótesis.
Presión intermedia. Presión de salida de la primera turbina y entrada a la segunda

turbina. Calculada en función parámetros del ciclo original.
Baja presión. Presión de condensación del ciclo. Tomada como hipótesis.
Circuito de vapor El vapor producido en el campo solar se introduce en la caldera (situada

en serie con el campo solar) para ser sobrecalentado hasta 520o C. Una vez sobrecalentado el
vapor (corriente 4), se introduce en la turbina de alta presión para expandir el vapor hasta
una presión intermedia (corriente 6). La corriente de salida de la primera turbina se divide en
dos corrientes: parte del vapor se conduce a la caldera para ser calentado nuevamente hasta
520o C (corriente 7) y la otra parte se conduce a un desgasificador (corriente 14). La corriente
32
Capı́tulo 4. Descripción del modelo desarrollado
a media presión sobrecalentada se introduce en una segunda turbina, donde se expansiona

el vapor hasta la presión de condensación (corriente 9). Se condensa la corriente de salida
de la segunda turbina y se conduce hasta el desgasificador, junto a la corriente 14. Tras
el desgasificador, se eleva de nuevo la presión hasta la presión de alta (corriente 13) y se
introduce en el generador de vapor del campo solar para producir vapor sobre calentado a
370 o C (corriente 4).
Caldera El modelo está compuesto por un precalentador de aire y una caldera. En la

caldera se calientan las corrientes de vapor 4 y 7 desde 370 o C hasta 520 o C, resultando en
las corrientes 5 y 8, respectivamente. La corriente 18 de aire se introduce en el precalentador
a temperatura ambiente, donde se calienta hasta una temperatura de 95o C. En la caldera
se introduce la corriente de aire caliente 18b y la corriente 17 de combustible a temperatura
ambiente. Se produce la combustión en la caldera y las corrientes 17 y 18b resultan en
la corriente de humos 18c, a 380o C de temperatura. La corriente 18c se introduce en el
precalentador para calentar el aire que se introduce en la caldera. Tras enfriarse los humos,
salen del precalentador a una temperatura de 130o C (corriente 19).
4.1.2. Diferencias con la central de Borges Blanques

El modelo propuesto asume una única caldera de biomasa en serie con el campo solar.
La caldera del modelo se utiliza fundamentalmente para sobrecalentar el vapor que sale del
generador de vapor del campo solar. Cuando el ı́ndice de irradiación solar es insuficiente, se
considera que la central no produce electricidad. En la instalación real las calderas de bio-
masa se utilizan también para generar vapor en las horas en las que la irradiación solar es
insuficiente. Tampoco se tienen en cuenta los quemadores de gas auxiliares.
El modelo propuesto no tiene en cuenta los diferentes transitorios en los que se opera úni-
camente con biomasa o gas natural. En caso de tenerse en cuenta, el consumo de combustibles
aumentarı́a y se considerarı́a que la central opera las 24 horas del dı́a.
4.2. Hipótesis
Para la realización del estudio fue necesario realizar las hipótesis que se enumeran a
continuación. Se divide la sección en dos: las hipótesis tomadas para la realización del modelo
termodinámico y las hipótesis tomadas para la realización del modelo económico.
4.2.1. Modelo termodinámico

1. Presión:
a) Sin caı́da de presión en el generador de vapor.

b) Adición de calor en la caldera a presión constante.
2. Temperatura de las corrientes de la caldera:
a) Temperatura de entrada del combustible T17 se toma como 25o C.

b) Temperatura de salida de los humos de la caldera T18c se toma como 380o C.
c) Temperatura de la corriente caliente en la salida del precalentador T19 se toma
como 130o C.
33
4.2. Hipótesis
3. Composiciones:
a) Composición másica en base seca del combustible: XC = 0,481, XH = 0,0599,

XN = 0,0008 y XO = 0,4583) y poder calorı́fico inferior 17513,7 kJ/kg.
b) Composición volumétrica del aire: YO2 = 0,21 y YN 2 = 0,79.
4. Combustión:
a) Combustión completa del combustible.

b) Existe un precaletador de aire para mejorar la eficiencia de la combustión.
c) Combustión isocórica.
d) Formación de especies mayoritarias únicamente: CO2 , H2 O, N2 y O2 . Se ignora
la disociación de algunas especies debido a las altas temperaturas presentes en la
caldera.
e) El factor de multiplicación que determina la exergı́a quı́mica del combustible se
toma como 1.225. Se elige este valor en base a los valores medios del factor descrito
en la bibliografı́a [30].
f ) Los productos de combustión se consideran gases ideales.
5. Rendimientos:
a) Turbina de alta presión con un rendimiento isentrópico igual a 85.5 % [42].

b) Turbina de baja presión con un rendimiento isentrópico igual a 89.5 % [42].
c) Bombas con un rendimiento isentrópico igual a 75 % [42].
d) El rendimiento energético de la caldera se toma como 60 %.
e) Se considera el desgasificador, el tren de intercambiadores de calor y el condensador
como adiabáticos, sin intercambio de calor con el exterior.
6. El aceite térmico se considera un fluido incompresible.
7. El estado ambiente se toma a presión 1 atm y temperatura 25o C
8. Campo solar
a) El rendimiento del campo solar es de 60 %.

b) Se considera que el flujo de calor necesario para generar vapor es de 46MW.
9. Parámetros del condensador
a) Temperatura de entrada T15 igual a 25o C.

b) Temperatura de salida T16 igual a 35o C.
c) Presión de entrada y salida igual a la presión ambiente.
10. Campo solar
a) Se supone una irradiación directa, DNI, de 850W/m2 .

b) Se toma un múltiplo solar de 1.3.
11. Datos de la central original aplicados al modelo, recogidos en la Tabla ??.
34
Parámetro Sı́mbolo Unidades Valor Referencia

Temperatura entrada turbina alta T5 [o C] 520 [36]
Temperatura entrada turbina baja T8 [o C] 520 [36]
Temperatura entrada caldera T4 , T7 [o C] 370 [29]
Presión entrada turbina alta P5 [bar] 40 [36]
Presión del condensador P10 [bar] 0.08 [29]
Tabla 4.1: Temperaturas y presiones conocidas del ciclo termodinámico.
4.2.2. Modelo económico

Se calculan los costos de inversión empleando la ecuación 2.65. Se necesitan los datos
correspondientes a los costes de los equipos. La Tabla ?? muestra los costes tomados como
hipótesis para los cálculos económicos.
Equipo Costo Unidades

Coste especı́fico del campo solar 206 e/m2
Coste especı́fico del bloque de potencia 700 e/kWel
Coste de la caldera 53 e/kWt
Coste de terreno 2 e/m2
Costes de O&M fijos 1 % de la inversión inicial
Costes de O&M variables 0.032 e/MWh
Tabla 4.2: Costes especı́ficos de inversión [41]
Por otro lado, los valores de la tasa de descuento y la vida útil para proyectos de esta
naturaleza vienen establecidos vienen establecidos por regulación.
La vida útil de la instalación se considera 25 años [38].
La tasa de descuento aplicada en proyectos de energı́a renovable se denomina la renta-

bilidad razonable del proyecto. Tras la última revisión de su valor, se estableció que la
tasa de descuento serı́a 7.503 [38].
Horas de operación anual: 2000 horas [38].
Coste del combustible: 19 e/MWh [39].
4.2.3. Sustancias presentes en el ciclo

Aire y humos
La única corriente de aire involucrada en los cálculos es la corriente de aire de entrada a
la caldera en la configuración hı́brida. El aire de entrada al ciclo se considera a temperatura
y presión ambiente por lo que tiene exergı́a fı́sica nula. Tiene exergı́a quı́mica por ser una
mezcla de dos tipos diferentes de gases. A pesar de tener una cierta exergı́a quı́mica, muy
probablemente ésta sea despreciable frente a la exergı́a quı́mica del combustible de entrada
a la caldera.
35
4.2. Hipótesis
Vapor de agua
Las propiedades termodinámicas del ciclo de Rankine fueron calculadas mediante la uti-
lización de la función de Matlab XSteam desarrollada por M. Holmgren. La función X-Steam
de Matlab es una implementación de la formulación estándar de IAPWS-97.
Combustible sólido
El combustible utilizado por la caldera es biomasa de composición igual a la mostrada en
la Tabla 4.3.
Elemento C H N O
% en masa 48.1 5.99 0.08 45.83
Tabla 4.3: Composición másica del combustible
Para los cálculos energéticos y exergéticos se usará el poder calorı́fico inferior, ya que
es el realmente aprovechable durante la combustión en una caldera de este tipo. Para los
cálculos de exergı́a quı́mica del combustible, se multiplica el poder calorı́fico inferior por el
coeficiente ϕ, mencionado en la sección 2.1. En este caso, dados los coeficientes recogidos en
la bibliografı́a [30] para combustibles a base de madera, se establece un coeficiente igual a
1.125.
Aceite térmico
El aceite térmico utilizado en la instalación es del tipo Dowtherm A. Las propiedades
termodinámicas del aceite térmico se determinaron en función de los datos proporcionados
por el fabricante [40]. Mediante un ajuste por mı́nimos cuadrados, se obtienen expresiones
para calcular las propiedades termodinámicas del aceite. Las tres propiedades calculadas son
polinomios de grado 2:
cp = a + b · T + c · T 2 (4.1)
ν = a + b · T + c · T2 (4.2)
T = a + b · h + c · h2 (4.3)
En la Tabla ?? recogen los coeficientes de cada una de las expresiones.
Función a b c
cp = cp (T ) 8,7979 · 10−1 2,2007 · 10−3 6,8732 · 10−7
v = v(T ) 1,0533 · 10−3 −1,0116 · 10−6 2,3356 · 10−9
T = T (h) 2,9079 · 102 5,9011 · 10−1 −1,4916 · 10−4
Tabla 4.4: Propiedades termodinámicas del aceite térmico
Por tratarse de un fluido incompresible, se considera que la entalpı́a y la entropı́a del

aceite es función únicamente de la temperatura.
h = h(T, P ) ≈ h(T )
36
s = s(T, P ) ≈ s(T )
La entalpı́a y la entropı́a del aceite térmico se calculan mediante su definición:
Z T
h = h298,15 + cp (T )dT (4.4)
298,15
Z T
cp (T )
s = s298,15 + dT (4.5)
298,15 T
El cálculo del circuito de aceite se detalla en el siguiente apartado.
4.3. Modelo desarrollado

El modelo desarrollado determina los siguientes parámetros de cada una de las corrientes
de la Figura 4.1.
Caudal másico.
Temperatura
Presión.
Entalpı́a.
Entropı́a.
Exergı́a.
Para poder caracterizar las propiedades de las corrientes del ciclo, es necesario realizar
los siguientes pasos:
1. Cálculo de las entalpı́as y entopı́as de las corrientes del ciclo de vapor
2. Cálculo del caudal de vapor.
3. Cálculo de la caldera de biomasa.
Una vez calculado lo anterior, es posible calcular los parámetros de los diferentes procesos
que intervienen en el ciclo.
Cálculo de las entalpı́as y entopı́as de las corrientes del ciclo de vapor

Para la determinación de las propiedades del vapor se emplea la función XSteam de
Matlab, desarrollada por Marcus Holmgren. Esta función determina las propiedades del agua
utilizando como parámetros de entrada dos propiedades conocidas (o una en caso de que el
fluido se encuentre como lı́quido saturado o vapor saturado).
En primer lugar es posible calcular las entalpı́as y entropı́as de las corrientes 4, 5 y 10 en

función de su temperatura y presión. Tras esto se debe determinar la presión a la salida de
la turbina de alta presión. El hecho de conocer la temperatura a la salida de la turbina, se
puede seguir un proceso iterativo para calcular su presión p6 . El proceso iterativo se explica
a continuación.
37
1. Se supone un valor inicial para la presión p6 .
2. En función la entropı́a y de la corriente 5 y la presión p6 , se determina la entalpı́a de

la corriente 6, h6,s en caso de que la turbina fuese isentrópica.
3. Conocidas las entalpı́as h5 y h6,s se calcula la entalpı́a h6 según el rendimiento isentrópi-

co de la turbina de alta presión.
4. Se calcula la temperatura T6 en función del valor de la presión supuesto inicialmente y

la entalpı́a calculada en el punto anterior.
5. Se compara la temperatura calculada con la conocida. Si la diferencia porcentual entre

ambas es mayor al 0.01 %, se supone nuevamente un valor de la presión p6 y comienza
de nuevo el proceso iterativo.
Se toman las corrientes 10 a la salida del condensador y la 12 de salida del desgasificador

como lı́quido saturado. Se pueden calcular las entalpı́as y las entropı́as de estos puntos en
función de su presión empleando la función XSteam.
Las bombas del circuito de potencia se calculan empleando la definición de rendimiento

isentrópico de una bomba. Las corrientes 11 y 13 se calculan de manera análoga.
h10 − h11,s h10 − h11,s
ηs,P 3 = → h11 = h10 −
h10 − h11 ηs,P 3
h12 − h13,s h12 − h13,s

ηs,P 2 = → h13 = h12 −
h12 − h13 ηs,P 2
La corriente 9 se calcula en función del rendimiento isentrópico de la turbona de baja
presión. Se puede determinar h9,s ya que se conoce la entropı́a de la corriente 8.
h8 − h9
ηLP T = → h9 = h8 − ηLP T (h8 − h9,s )
h8 − h9,s
Se hace un balance de energı́a al regenerador con el objetivo de determinar la fracción másica

y de vapor que se inyecta en la turbina de baja presión.
h12 − h14
yh11 + (1 − y)h14 = h12 → y =
h11 − h14
Cálculo del caudal de vapor

Una vez determinadas las entalpı́as y entropı́as de cada una de las corrientes del ciclo de
potencia se calcula el flujo másico de vapor necesario para producir la potencia neta de la
central mediante un proceso iterativo. Se asume un caudal de vapor y se resuelve el circuito
de aceite, si este caudal no genera la potencia neta (conocida) se recalcula el circuito de aceite
con otro caudal de vapor hasta que se alcance la potencia neta.
Los pasos intermedios del proceso iterativo se detallan a continuación:
1. Se asume un valor de caudal de caudal másico de vapor ṁv .
38
Figura 4.3: Proceso de iteración para el cálculo del caudal de vapor.
2. El flujo de aceite térmico se calcula en función del calor aportado por el campo solar
QT H y la entalpı́a de las corrientes 4 y 13.
Q̇T H = ṁv (h13 − h4 ) (4.6)
3. Se calcula el flujo de aceite térmico según el salto de entalpı́as de las corrientes 2 y 3:
Q̇T H
ṁa = − (4.7)
h2 − h3
4. La presión a la entrada del campo de colectores se calcula mediante la siguiente ecuación

[42]:
P1 = P2 + kHT F · (ṁ1 )2 (4.8)
Siendo kHT F = 155,991 · 10−6 la constante de pérdidas de presión del campo solar [37].
5. Se calcula el trabajo consumido por la bomba P1.
39
νHT F (p3 − p1 )
ẆP 1 = ṁ1 (4.9)
ηs,P 1
6. En función del trabajo consumido por la bomba se calcula la entalpı́a de la corriente 1.
ẆP 1
h1 = h3 − (4.10)
ṁ1
7. El calor aportado por el aceite térmico se calcula como:
Q̇HT F = ṁ1 (h2 − h1 ) (4.11)
8. El calor total absorbido por el campo solar se calcula en función del rendimiento del
campo solar:
Q̇HT F
Q̇SF = (4.12)
ηHT F
9. Sabiendo que la potencia neta producida por la central es la suma de la potencia
producida por ambas turbinas y la potencia consumida por las bombas del circuito de
aceite y el de vapor, se compara la potencia calculada en función del caudal de vapor. Si
no se obtiene una potencia neta de 22.5MW (con un 0.1 % de error) se repite el proceso
iterativo.
Ṗneta = ẆHP + ẆLP + ẆP 1 + ẆP 2 + ẆP 3

(4.13)
= ṁv wHP + ṁv wLP y + ṁa wP 1 + ṁv wP 2 + ṁv wP 3 y
Cálculo de la caldera de biomasa

El rendimiento exergético de la caldera tiene la forma:
ṁ4 (e5 − e4 ) + ṁ7 (e8 − e7 ) + ṁ18c e18c

ηII,C = (4.14)
ṁ17 e17
La potencia térmica aportada por la caldera se calcula realizando un balance energénetico
al dispositivo.
Q̇w = ṁ5 h5 + ṁ8 h8 − ṁ4 h4 − ṁ7 h7 (4.15)
Es necesario determinar los flujos másicos de entrada y salida a la caldera, además de la
composición de los mismos. Esto se hace para poder determinar el contenido energético y
exergético de cada una de las corrientes. Para calcular la composición másica de los gases
de escape se emplea la metodologı́a sugerida por Van Loo & Koppejan [11]. Las corrientes
de la caldera se van a calcular mediante un proceso iterativo. Para ello, se establece como
temperaturas objetivo T18c = 380o C y T19 = 380o C, obtenidas previamente como resultado
de una simulación con el Software Termoflex. Se asume un valor inical de exceso de aire igual
a la 3 y un valor de inicial de T18b = 260o C.
A continuación se muestran los cálculos necesarios para cada una de las etapas del proceso
de cálculo de la caldera.
40
Figura 4.4: Proceso de iteración para el cálculo de la caldera.
41
Cálculo de la composición y flujos másicos de las corrientes de aire y gases de

escape El flujo máisco de gases de escape depende únicamente de la composición del com-
bustible introducido y del exceso de aire empleado. La biomasa empleada está constituida
por cuatro elementos: carbono, hidrógeno, nitrógeno y oxı́geno. El oxı́geno contenido en la
biomasa contribuye a la oxidación de los demás elementos, reduciendo ası́ la cantidad de aire
necesario para la combustión.
La composición de la biomasa empleada en el análisis está dada en base seca. A pesar de

esto los cálculos detallan cómo se calcuları́a la composición de los gases de escape en caso de
tener los datos en base húmeda.
El oxı́geno necesario para la combustión se calcula como la relación de kilogramo de O2

necesario por kilogramo de combustible combustionado:
kg O2 MO 2 XH MO2 XS MO2

mO2 ,18 = XC + + − XO (1 − XO )λ (4.16)
kg de comb (BH) MC 4MH MS
Siendo Mi el peso molecular del elemento i, Xi la fracción másica del elemento i en el

combustible, XH2 O la fracción másica de agua del combustible en base húmeda (BH) y λ es
el exceso de aire empleado.
El flujo de nitrógeno contenido en el aire es:
kgN2 YN ,18 MN2

mN2 ,18 = mO2 ,18 2 (4.17)
kg de comb (BH) YO2 ,18 MO2
Siendo Yi,aire la fracción volumétrica del compuesto i del aire. Los kilogramos de aire
necesario por kilogramo de combustible introducido es la suma de los flujos de oxı́geno y
nitrógeno calculados anteriormente.
kg aire

m18 = mO2 ,18 + mN2 ,aire (4.18)
kg de comb (BH)
La cantidad de kilogramos de gases de escape producidos por la combustión de un kilo-
gramo de combustible es:
kg gases de escape

mGE = m18 + 1 (4.19)
kg de comb (BH)
La composición másica de los gases de escape resulta ser:
MCO2
XC MC (1 − XH2 O )
X19,CO2 = (4.20)
m19
MH2 O
XH MH2 (1 − XH2 O ) + XH2 O
X19,H2 O = (4.21)
m19
MSO2
XS MC (1 − XH2 O )
X19,SO2 = (4.22)
m19
mN2 ,18 + XN (1 − XH2 O )
X19,N2 = (4.23)
m19
42
m18,O2
λ (1 − λ)
X19,O2 = (4.24)
m19
Las fracciones volumétricas de los gases de escape se calculan de la siguiente forma:
!−1
Xi X Xi
Yi = (4.25)
Mi i
Mi
Tomando el rendimiento de la caldera como dato conocido, se puede calcular el flujo
másico de combustible. De la definición de rendimiento según la primera ley de la caldera se
despeja el flujo másica :
Q̇w
ηI,C = (4.26)
ṁf P CI + ṁ18 (h18,c − h18,b )
Q̇w
ṁf = (4.27)
ηI,C [P CI + m18 (h18,c − h18,b )]
Los caudales másicos se pueden determinar a partir del flujo másico de combustible em-
pleando las siguientes ecuaciones:
m˙18 = m18 · ṁf (4.28)
m˙19 = m19 · ṁf (4.29)
Determinación de la temperatura de salida de la caldera Se calcula la entalpı́a

que tiene la corriente de gases de escape al abandonar la caldera. Con esto, y conociendo la
composición máisca de los gases de escape, se puede determinar la temperatura a la que salen
los gases:
ṁf P CI + m˙18 h18 = Q̇w + ṁ19 h18,c (4.30)
ṁf P CI + ṁ18 h18 − Q̇w

h18,c = (4.31)
ṁ19
Cálculo del precalentador Por último se quiere determinar la temperatura a la que

abandona el aire enfriado en el precalentador. Para ello se aplica un balance energético al
dispositivo:
ṁ18 (h18,b − h18 ) = ṁ19 (h19 − h18,c ) (4.32)
ṁ18 (h18,b − h18 )

h19 = h18,c + (4.33)
ṁ19
Al igual que se hizo con la caldera, se calcula la temperatura conociendo la composición
y la entalpı́a se calcula la temperatura T19 de la corriente .
43
44
Capı́tulo 5
Resultados y discusión
5.1. Resultados de la configuración hı́brida

5.1.1. Corrientes
En las siguientes tablas se recogen todas las propiedades de las corrientes de la central.
Algunas de las propiedades son resultado de la simulación y otras son datos conocidos. Las
corrientes 1, 2 y 3 corresponden al circuito de aceite.
C Flujo másico [kg/s] Presión [bar] T [o C] Entalpı́a Entropı́a Exergı́a

1 195,6400 20,97 294,270 543,430 1,2970 157,780
2 195,6400 15,00 393 792,180 1,6973 287,190
3 195,6400 15,00 293 542,450 1,2917 158,380
Tabla 5.1: Propiedades de las corrientes de aceite
Las corrientes 4 a la 14 son las corrientes que forman parte del ciclo cerrado de generación
de potencia. Las corrientes 15 y 16 son la entrada y la salida al condensador, respectivamente.
C ṁ [kg/s] Presión [bar] T [o C] h [kJ/kg] s [kJ/K·kg] Exergı́a [kJ/kg]

4 21,0720 40,00 370 3142,50 6,6620 1160,80
5 21,0720 40,00 520 3491,60 7,1503 1364,30
6 21,0720 13,33 370 3194,60 7,2301 1043,50
7 16,5740 13,33 370 3194,60 7,2301 1043,50
8 16,5740 13,33 520 3519,10 7,6835 1232,80
9 16,5740 0,08 41,510 2522,10 8,0552 124,950
10 16,5740 0,08 41,510 173,850 0,5925 1,7491
11 16,5740 13,33 41,664 175,610 0,5941 3,0559
12 21,0720 13,33 192,780 819,990 2,2623 150,0400
13 21,0720 40,00 193,440 824,040 2,2646 153,410
14 4,4977 13,33 370 3194,600 7,2301 1044,35
15 931,06 1,013 25 104,9293 0.3672 0
16 931,06 1,013 35 146,7308 0.5051 0.6856
Tabla 5.2: Propiedades de las corrientes de vapor
En las Figuras 5.1 y 5.2 se muestran los diagramas T-s y h-s, respectivamente, del ciclo
propuesto.
45
Figura 5.1: Diagrama T-s del ciclo termodinámico de la configuración hı́brida.
Figura 5.2: Diagrama h-s del ciclo termodinámico de la configuración hı́brida.
Las corrientes 17, 18, 18b, 18c y 19 son las involucradas en la simulación de la caldera.
Para el balance global no se tienen en cuenta las corrientes 18b y 18c, se emplean únicamente
para simular el funcionamiento de la caldera.
Debido a que las corrientes de la caldera tienen exergı́a fı́sica y quı́mica, se detalla en la
46
Capı́tulo 5. Resultados y discusión
C ṁ [kg/s] T [o C] h [kJ/kg] s [kJ/K·kg] Exergı́a [kJ/kg]

17 0.8620 25 0 0 2.1454 ·104
18 21.652 25 0 0 48.6304
18b 21.652 95 277.3661 0.6610 128.9110
18c 22.514 380 374.9108 0.8235 150.3173
19 22.514 130 108.1639 0.3105 36.5332
Tabla 5.3: Propiedades de las corrientes gaseosas de la caldera
Tabla 5.4 un detalle de las exergı́as de todas las corrientes involucradas en la simulación de
la caldera.
C Exergı́a fı́sica [kJ/kg] Exergı́a quı́mica [kJ/kg]

17 0 2,1454 ·104
18 0 48.6304
18b 80.2806 48.6304
18c 129.3751 20.9422
19 15.5909 20.9422
Tabla 5.4: Desglose exergı́as de corrientes de la caldera
En la Tabla 5.5 se recogen las composiciones másicas de los humos de la caldera. Esta
composición es resultado del modelo de la caldera realizado; la composición depende también
del exceso de aire empleado que resultó ser de 4.49 veces el aire estequiométrico.
Compuesto CO2 H2 O O2 N2
% másico 0.0675 0.0206 0.1742 0.7376
Tabla 5.5: Composición másica de los humos
5.1.2. Dispositivos
En la Tabla 5.6 se muestran las diferentes potencias generadas y consumidas por los
dispositivos de la planta en la configuración hı́brida.
Parámetro Potencia (MW)

ẆP 1 0.1914
ẆP 2 0.0853
ẆP 3 0.0292
ẆLP T 16.5252
ẆHP T 6.2587
Q̇s 81.107
Q̇HT F 48.6641
Q̇B 12.733
Tabla 5.6: Potencia consumida y generada por los dispositivos de la configuración hı́brida
En la Tabla 5.7 se recogen las destrucciones exergéticas en cada uno de los dispositivos que
47
integran la central, además de cuánto contribuye cada dispositivo a la destrucción exergética

total.
Dispositivo Exergı́a destruida I [kJ] % del total

P1 99,0889 0,14
P2 14,1603 0,02
P3 7,5067 0,01
LPT 1837,0 0,70
HPT 501,174 2,58
Desgasificador 1582,3 2,22
Condensador 1403,7 1,97
Tren de IC 3973,7 5,59
Caldera 11298 15,88
Campo solar 50416,34 70,88
TOTAL 71133,44 100
Tabla 5.7: Destrucciones exergéticas en los dispositivos de la configuración hı́brida
En función de los resultados anteriores, se calculan los rendimientos energéticos y exergéti-

cos de todos los dispositivos de la configuración hı́brida.
Dispositivo η ηII
Bomba P1 0.7500 0.4824
Bomba P2 0.7500 0.8341
Bomba P3 0.7500 0.7426
Turbina HP 0.8550 0.9259
Turbina LP 0.8950 0.9000
Desaireador 1 0.6664
Tren de IC 1 0.8423
Condensador 1 0.3126
Campo solar 0.6 0.3325
Caldera 0.8434 0.4460
Tabla 5.8: Rendimientos exergéticos de los dispositivos de la configuración hı́brida
En la Figura 5.3 se muestra la contribución de cada dispositivo a la destrucción exergética

global de la planta. Puesto que el campo solar supone una gran parte de la destrucción
exergética total, se representa en la Figura 5.4 la contribución de cada dispositivo sin contar
el campo solar.
48
Figura 5.3: Contribución a la destrucción exergética global de cada dispositivo en la configu-

ración hı́brida (I)

ración hı́brida (II)
49
El diagrama de Sankey mostrado en la Figura 5.5 muestra los flujos de exergı́a de la

central con configuración hı́brida. Se puede ver en el diagrama que la aportación de exergı́a
por parte del aire de entrada a la caldera resulta despreciable frente a la exergı́a aportada
por el Sol y el combustible.
Figura 5.5: Diagrama de Sankey de la configuración hı́brida.
5.1.3. Planta
Los rendimientos de la configuración hı́brida son los mostrados en la Tabla 5.9.
Rendmiento Valor
ηI 0.3661
ψ 0.2391
0.2434
Tabla 5.9: Rendimientos energético y exergético de la central
El área del campo de heliostatos necesaria es 124.045 m2 . Conocida el área del campo
de heliostatos y considerando los costes de la bibliografı́a se obtienen los costes de inversión
reflejados en la Tabla ??.
El coste de combustible es el coste de la biomasa utilizada en un año. Se obtuvo que

la caldera de biomasa aporta 12.733 MW de calor al ciclo. Esto, multiplicado por las horas
50
Inversión Coste [e]

Campo de heliostatos 25.553.423
Bloque de potencia 15.750.000
Caldera 674.889
Combustible 1.146.038
Coste total 43.124.350
Tabla 5.10: Costes de inversión
de funcionamiento anuales, supone 25.467MWh de energı́a generada anualmente mediante la

caldera de biomasa.
Los costes de operación y mantenimiento se considerarán constantes a lo largo de la vida

útil de la central. Se diferenciarán los costes ligados a la producción de energı́a solar y los
ligados a la producción de energı́a con biomasa.
Concepto e
Fijos 431.243
Variables solar 1.755.000
Variables biomasa 407.480
Variables totales 2.162.480
Tabla 5.11: Costes de operación y mantenimiento de la configuración hı́brida
Por otro lado, para el cálculo del LCOE era necesario determinar primero el CRF. Em-
pleando una tasa de descuento de 0.075 y considerando una vida útil de 25 años, el CRF
resulta ser 0.0897. Considerando todo lo anterior, el LCOE resulta 143.63 e.
5.2. Resultados de la configuración solar

5.2.1. Corrientes
En las corrientes del ciclo con configuración solar no se incluyen las corrientes 17, 18 y 19
puesto que son las utilizadas en la caldera. Por lo demás, la enumeración de las corrientes de
la configuración es análoga a la de las corrientes de la configuración fósil.
C ṁ [kg/s] Presión [bar] T [o C] h [kJ/kg] s [kJ/K·kg] Exergı́a [kJ/kg]

1 275,5644 26.845 294,270 544.3946 1,2874 159.810
2 275,5644 15,00 393 792,179 1,6912 287,194
3 275,5644 15,00 293 542,453 1,2917 158,375
Tabla 5.12: Propiedades de las corrientes de aceite
Las Figuras 5.6 y 5.7 se muestran los diagramas T-s y h-s, respectivamente, del ciclo
propuesto.
51
C Flujo másico [kg/s] Presión [bar] T [o C] Entalpı́a Entropı́a Exergı́a

4 29,681 40,00 370 3142,545 6,6620 1160,823
5 29,681 40,00 520 3142,545 6,6620 1160,823
6 29,681 13,33 370 2911,586 6,7392 907,125
7 16,5740 13,33 370 2911,586 6,7392 907,125
8 16,5740 13,33 370 2911,586 6,7392 907,125
9 16,5740 0,08 41,510 2192,371 7.007 107.656
10 16,5740 0,08 41,510 173,852 0,5925 1,7491
11 16,5740 13,33 41,664 175,612 0,5941 3,0559
12 29,681 13,33 192,780 819,990 2,2623 150,0.363
13 29,681 40,00 193,440 824,040 2,2646 153,414
14 4,4977 13,33 370 2911,586 6,7392 907,125
15 931,06 1,013 25 104.929 0.3672 0
16 931,06 1,013 35 146.731 0.5051 0.6856
Tabla 5.13: Propiedades de las corrientes de vapor
Figura 5.6: Diagrama T-s del ciclo termodinámico de la configuración solar.
52
Figura 5.7: Diagrama h-s del ciclo termodinámico de la configuración solar.
5.2.2. Dispositivos
En la Tabla 5.14 se muestran las diferentes potencias generadas y consumidas por los
dispositivos de la central con configuración convencional.
Parámetro Potencia (MW)

ẆP 1 0.5349
ẆP 2 0.1202
ẆP 3 0.0399
ẆLP T 16.3261
ẆHP T 6.847
Q̇s 113.801
Q̇HT F 68.2806
Tabla 5.14: Potencia consumida y generada por los dispositivos de la configuración solar
En la Tabla 5.15 se recogen las destrucciones exergéticas en cada uno de los dispositi-
vos que integran la central, además de cuánto contribuye cada dispositivo a la destrucción
exergética total.
Se calcularon también los rendimientos energéticos y exergéticos de cada dispositivo.

Al igual que se hizo para los resultados de la configuración hı́brida, se muestra en las
Figuras 5.8 y 5.9 la contribución de cada uno de los dispositivos a la destrucción exergética
global.
El diagrama de Sankey mostrado en la Figura 5.10 muestra los flujos de exergı́a de la
central con la configuración convencional.
53
Dispositivo Exergı́a destruida I [kJ] % del total

P1 139,571 0,17
P2 19,945 0,02
P3 10,277 0,01
LPT 1814,86 0,83
HPT 683,016 2,19
Desgasificador 1986,73 2,36
Condensador 1651,88 2,00
Tren de IC 5597,14 6,76
Campo solar 70867,6 85,65
TOTAL 82741,0 100
Tabla 5.15: Destrucciones exergéticas en los dispositivos de la configuración hı́brida
Dispositivo η ηII
Bomba P1 0.7500 0.
Bomba P2 0.7500 0.8341
Bomba P3 0.7500 0.7426
Turbina HP 0.8550 0.9093
Turbina LP 0.8950 0.9000
Desaireador 1 0.6947
Tren de IC 1 0.8423
Condensador 1 0.3126
Campo solar 0.6 0.3312
Tabla 5.16: Rendimientos exergéticos de los dispositivos de la configuración solar

ración solar (I)
54

ración solar (II)
Figura 5.10: Diagrama de Sankey de la configuración solar.
55
5.3. Discusión
5.2.3. Planta
Los rendimientos de la configuración solar son los mostrados en la Tabla 5.17.
Rendmiento Valor
ηI 0.3292
ψ 0.2121
0.2192
Tabla 5.17: Rendimientos energético y exergético de la configuración solar
El área del campo de heliostatos necesaria es de 174.048 m2 . Conocida el área del campo
de heliostatos y, considerando los costes de la bibliografı́a, se obtienen los costes de inversión
de la Tabla ??.
Concepto Coste [e]
Campo de heliostatos 35.854.009
Bloque de potencia 15.750.000
Coste total 51.604.009
Tabla 5.18: Costes de inversión totales de la configuración solar
Los costes de operación y mantenimiento se refieren únicamente a los correspondientes

al campo solar y se consideran constantes a lo largo de la vida útil de la central. Los costes
variables son función de los megawatios-hora producidos anualmente, por lo que son iguales
a los de la configuración hı́brida.
Concepto Valor Unidades

Fijos 516.040 e
Variables 1.755.000 e
Tabla 5.19: Costes de operación y mantenimiento de la configuración solar
El LCOE de la configuración solar se calcula de manera equivalente al de la configuración

hı́brida. Se utiliza la misma tasa de descuento y vida útil que para la configuración hı́brida,
por lo que el CRF es 0.0897. Considerando todo lo anterior, el LCOE resulta 153.37 e.
5.3. Discusión
5.3.1. Rendimientos globales de la planta
El rendimiento energético de la planta hı́brida se calculó considerando la energı́a de en-
trada a suma del calor aportado por la caldera y el campo solar. El rendimiento energético de
la planta solar considera como energı́a de entrada únicamente el calor aportado por el campo
solar. Se calculó el rendimiento exergético de manera análoga al energético. El rendimiento
ψ se calculó en función de las destrucciones exergéticas de los dispositivos. En la Figura 5.11
se comparan los tres rendimientos de las dos configuraciones.
Se puede observar que todos los rendimientos de la configuración hı́brida son ligeramente
superiores a los de la configuración solar. Esto se debe fundamentalmente a que la calde-
ra aporta energı́a y exergı́a con un rendimiento mayor al que lo hace el campo solar. Este
56
Figura 5.11: Comparación entre los rendimientos de la configuración hı́brida y solar.
fenómeno se traduce en un aumento de los rendimientos globales de la planta, puesto que se

aporta calor al ciclo con una mayor eficiencia.
En la Figura 5.12 se muestran los diagramas T-s de los dos ciclos termodinámicos pro-
puestos. Se puede ver claramente cómo el ciclo de la configuración hı́brida presenta una
temperatura media de adición mayor que la que tiene la configuración solar. Esto produce
que la eficiencia térmica del ciclo de la configuración hı́brida sea mayor a la del ciclo de la
configuración solar. El hecho de sobrecalentar el vapor tiene otro efecto positivo: la reducción
de la humedad a la salida de la turbina de baja presión.
Figura 5.12: Diagrama T-s de los ciclos termodinámicos de ambas configuraciones. En azul
el ciclo de la configuración hı́brida y en rojo el ciclo de la configuración solar.
57
5.3. Discusión
5.3.2. Procesos. Análisis de destrucción exergética

Comparación entre ambas configuraciones
Si se analizan las destrucciones exergéticas en cada uno de los dispositivos de la planta, se
pueden encontrar diferentes valores según la configuración adoptada. Las Figuras 5.13, 5.14
y 5.15 recogen una comparación de la destrucción en cada dispositivo según la configuración.
Figura 5.13: Destrucción exergética en las turbinas de ambas configuraciones.
Figura 5.14: Destrucción exergética en las bombas de ambas configuraciones.
Se observa que en todos los dispositivos, exceptuando la turbina de baja presión, la des-
trucción exergética de la configuración solar es mayor. Esto se debe fundamentalmente a que
en la configuración solar circula un caudal másico de vapor considerablemente mayor que en
la configuración hı́brida.
El hecho de que en la configuración solar circule un mayor caudal de vapor se debe funda-
mentalmente a que el vapor que ingresa en las turbinas lo hace a una temperatura menor que
58
Figura 5.15: Destrucción exergética del desgasificador, condensador y tren de intercambiado-

res de calor de ambas configuraciones.
en la configuración hı́brida. El hecho de que exista sobrecalentamiento en la configuración

hı́brida se traduce en un aumento del trabajo neto del ciclo, necesitando por tanto un menor
caudal másico de vapor para producir la misma potencia neta. La Figura 5.16 muestra el
diagrama T-s que resulta de sobrecalentar el vapor en un ciclo de Rankine, donde el área
correspondiente al aumento de trabajo por el efecto de sobrecalentar el vapor está sombreada
en gris.
Figura 5.16: Efecto que provoca sobrecalentar el vapor hasta temperaturas elevadas en el
ciclo Rankine ideal [23].
En la configuración hı́brida el vapor ingresa a ambas turbinas con una temperatura de

520o C, mientras que en la solar lo hace con una temperatura de 370o C. Una temperatura más
baja a la entrada de la turbina se traduce en un salto entálpico menor entre las corrientes de
entrada y salida.
59
5.3. Discusión
Dispositivos de mayor destrucción exergética

Exceptuando el campo solar, los dispositivo que mayor destrucción exergética producen
las mayores destrucciones exergéticas son los intercambiadores de calor (tren de intercambia-
dores de calor y condensador), el desgasificador y la caldera. A continuación se analizarán
cada uno de los dispositivos.
En las Figuras 5.17 y 5.18 es muestran las temperaturas de las corrientes fluidas que
atraviesan los intercambiadores de calor. Se puede ver que a la entrada del tren de
intercambiadores de calor las corrientes presentan una gran diferencia de temperaturas. Una
de las causas de irreversibilidad que se enumeró en apartados anteriores era la de transferencia
de calor debido a una diferencia finita de temperaturas, efecto que se acentúa a medida que
aumenta la diferencia de temperaturas. Es por esto que en el tren de intercambiadores de
calor la destrucción exergética es mucho mayor que en los demás dispositivos.
Figura 5.17: Gráfico T-L del Tren de Intercambiadores de calor.
Por otro lado, se tiene que el condensador no presenta una diferencia de temperatura
tan alta entre sus corrientes. A pesar de ello, el caudal másico de agua de enfriamiento que
atraviesa el condensador es muy alto, por lo que al multiplicar la exergı́a especı́fica por el
caudal másico de agua de enfriamiento resulta en una gran destrucción exergética.
El cálculo de destrucción exergética en el desgasificador resultó de realizar un balance

exergético al dispositivo. En este caso, la destrucción exergética del dispositivo es tan alta
debido a que se introduce un vapor de alto contenido exergético (1044.35 kJ/kg) para con-
vertirlo en una corriente de lı́quido subenfriado (de exergı́a especı́fica 150.04 kJ/kg). Tras
realizar el balance, se obtiene una destrucción exergética en el dispositivo considerablemente
alta debido principalmente a la reducción de la exergı́a del vapor. En la Figura 5.19 se mues-
tra una representación gráfica de los flujos de exergı́a presentes en el desgasificador donde se
aprecia la diferencia de exergı́as entre los dos fluidos de entrada al dispositivo.
Por otra parte, la caldera involucra procesos de combustión, mecanismo de transforma-

ción de una energı́a en otra de mayor destrucción exergética asociada. Este es debido a que en
los procesos de combustión existen diferentes formas de irreversibilidad durante el proceso,
entre ellas la fricción de fluidos y transferencia de calor debido a una diferencia finita de
60
Figura 5.18: Gráfico T-L del Condensador.
Figura 5.19: Flujos de exergı́a en el desgasificador.
temperaturas. En el caso de combustiones adiabáticas e isobáricas, la gran diferencia entre

la entropı́a de los productos y los reactantes produce una destrucción elevada. La diferencia
de entropı́as está motivada principalmente por la gran diferencia de temperaturas entre pro-
ductos y reactantes.
La gran destrucción exergética producida durante la combustión está asociada en gran

medida a la exergı́a quı́mica original del combustible. Para reducir la destrucción exergética es
necesario reducir la diferencia de entropı́as entre productos y reactantes. En el caso de estudio
se considera que el combustible que ingresa en la caldera lo hace a temperatura ambiente, al
igual que el aire utilizado para quemar el combustible. A la vista de lo dicho anteriormente,
era de esperar que la caldera presentase una gran destrucción exergética puesto que no se
llevaron a cabo medidas para reducir la tasa de destrucción de exergı́a.
61
5.3. Discusión
5.3.3. Análisis económico

El parámetro usado para comparar los costes de cada de las configuraciones es el LCOE.
La configuración hı́brida presenta un LCOE de 143.70 e/MWh, mientras que el de la con-
figuración solar es de 153.45 e/MWh. En las figuras 5.20 y 5.21 se muestra el desglose del
LCOE de cada configuración.
Figura 5.20: Desglose de LCOE de la configuración hı́brida
Figura 5.21: Desglose de LCOE de la configuración solar
En ambas configuraciones el campo solar es el que más contribuye al coste del LCOE. En
segundo lugar, el coste de inversión más alto es el coste del bloque de potencia, directamente
proporcional a la potencia neta de la planta. Por otra parte, en la configuración hı́brida, se
tienen los costes de la caldera y combustible, aunque estos resultan pequeños comparados
con los mencionados anteriormente.
Es evidente que la configuración solar precisa de un campo más grande de heliostatos que
el que necesita la configuración hı́brida, por no contar con la caldera. Al ser este el coste más
62
influyente en el LCOE final, el coste de la energı́a producida por la configuración solar resulta
mayor que el de la configuración hı́brida. Cabe recordar también que los campos solares se
calcularon con un factor solar de 1.3 con el objetivo de realizar un cálculo más real. Esto hace
que los campos solares de ambas configuraciones sean más grandes y por tanto los LCOE
más altos.
La Figura 5.22 recoge una comparación entre cada uno de los costes involucrados en el
cálculo del LCOE de las configuraciones.
Figura 5.22: Comparación de costes asociados a ambas configuraciones.
5.3.4. Análisis de sensibilidad

A la hora de calcular el LCOE, intervienen diferentes parámetros que podrı́an variar su
valor a lo largo del tiempo. Estos parámetros influyen en mayor o menor medida en el LCOE,
por lo que resulta interesante realizar un análisis de sensibilidad para analizar cuánto afecta
su variación al valor final del LCOE.
El LCOE obtenido en las secciones anteriores se calculó considerando 2000 horas de fun-
cionamiento anual. Este es un valor muy tı́pico a la hora de analizar centrales solares. En la
Figura 5.23 se muestra como varı́a el LCOE de ambas configuraciones si cambiasen las horas
de funcionamiento anuales.
A medida que crece el número de horas de funcionamiento, el LCOE se reduce. Destaca el

hecho de que se puede apreciar una mayor diferencia de LCOE entre las dos configuraciones
cuando se tienen 1500 horas anuales, mientras que cuando se supone un funcionamiento anual
de 2500 horas, esta diferencia se reduce.
Otro parámetro que es sensible de sufrir variaciones a lo largo del tiempo es el precio de la
biomasa. Su precio viene condicionado por la disponibilidad de suministro y en muchas oca-
63
5.3. Discusión
Figura 5.23: Análisis de sensibilidad: variación del LCOE con respecto de las horas de fun-
cionamiento anuales.
siones se ve afectado por subvenciones y promociones. En este caso, por ser la configuración
hı́brida la que presenta un menor coste, se analiza la influencia que producirı́a un incremento
en el precio de la biomasa. En la Figura 5.24 se muestran diferentes LCOE para diferentes
precios de biomasa.
Resulta destacable el hecho de que, a pesar de haber supuesto que se triplicase el precio
de la biomasa, el LCOE de la configuración hı́brida sigue siendo mucho menor que el de la
configuración solar. Como ya se dijo antes, el parámetro que más influye en el LCOE de las
centrales solares es el precio del campo de heliostatos. Por tener la configuración solar un
campo de heliostatos mucho mayor que el de la configuración hı́brida, una subida de precio
desorbitada de la biomasa no conseguirı́a revertir el efecto del campo de heliostatos.
Figura 5.24: Análisis de sensibilidad: variación del LCOE con respecto del precio de la bio-
masa.
64
Debido a que se ha visto que el coste del campo solar resulta ser el factor más influyente
en el LCOE de la instalación, se realiza un análisis de sensibilidad para poder evaluar el
comportamiento del LCOE frente a cambios en el coste del campo solar. El precio de esta
tecnologı́a es susceptible de bajar conforme al paso del tiempo por lo que es interesante eva-
luar cuánto afecta al LCOE de ambas configuraciones.
Figura 5.25: Análisis de sensibilidad: variación del LCOE con respecto al precio del campo
solar.
El coste del campo de heliostatos considerado en el estudio original era de 206 e/m2 . Se
hizo variar su precio desde los 90 e/m2 hasta los 220 e/m2 . Según la Figura 5.25, se puede
ver que el precio del campo solar se debe reducir hasta un valor aproximadamente de 90
e/m2 para que la configuración solar presente un LCOE menor que el de la configuración
hı́brida. Bajar el coste del campo hasta este valor supondrı́a una reducción de más del 50 %
del coste actual de esta tecnologı́a.
65
5.3. Discusión
66
Capı́tulo 6
Conclusiones
El objetivo principal de este trabajo es realizar un análisis de las diferentes ventajas deri-
vadas de la hibridación de una central termosolar con una caldera de biomasa. Para ello, se
propuso un modelo simplificado de la central termosolar de Borges Blanques. Se calcularon
las diferentes propiedades de todas las corrientes del ciclo termodinámico. Se desarrolló he-
rramienta de Matlab que permite la comparación entre una central termosolar convencional
y una central termosolar hibridada con una caldera de biomasa.
La caldera de biomasa introducida en el ciclo solar tenı́a como objetivo sobrecalentar el

vapor del ciclo de Rankine, desde los 370 hasta los 520 o C. Haciendo esto, se observó un
crecimiento del rendimieto energético y los rendimientos exergéticos y ψ. El rendimiento
energético se ve favorecido ya que parte del calor de entrada al ciclo es aportado por la cal-
dera, la cual tiene mayor rendimiento energético que el campo solar. De manera análoga, el
rendimiento exergético se ve favorecido por el mayor rendimiento exergético de la caldera
con respecto al del campo solar. Por último, el rendimiento exergético ψ depende de la suma
de las destrucciones exergéticas de cada dispositivo y de la exergı́a de entrada al ciclo. El
hecho de añadir un dispositivo adicional al ciclo podrı́a suponer un rendimiento ψ más bajo,
debido a la existencia de una mayor destrucción exergética asociada al nuevo dispositivo.
Esto no sucede en el caso de estudio puesto que la configuración solar presenta un mayor
campo solar que la configuración hı́brida, por lo que las destrucciones exergéticas producidas
por del campo solar son mucho mayores que las producidas en la combustión, por lo que ψ
sigue siendo menor para el caso de la configuración solar.
A la hora de analizar el coste nivelado de la energı́a de ambas configuraciones, la con-

figuración hı́brida vuelve a presentar mejores prestaciones que la configuración solar. Gran
parte de los costes de las centrales termosolares son debidos a los altos costes de inversión del
campo de helisotatos. Al presentar esta configuración un campo solar menor que la configu-
ración solar, resulta tener un LCOE 9.35 emás barato. Se realizó un análisis de sensibilidad,
variando los valores de parámetros sujetos a sufrir variaciones con respecto a las hipótesis
iniciales de cálculo: horas de funcionamiento anuales, precio de la biomasa y precio del cam-
po de heliostatos. Los análisis permitieron cuantificar la importancia de la diferencia en el
tamaño de los dos campos de heliostatos: el hecho de variar los otros parámetros que influı́an
en el LCOE producı́a muy poca variación en la diferencia relativa de los precios de ambas
configuraciones. El LCOE de la configuración solar resultó ser menor únicamente en el caso
de suponer una disminución de más del 50 % en el coste del campo de heliostatos.
El análisis llevado a cabo en este trabajo arroja resultados muy evidentes acerca de las
67
ventajas de hibridar una central termosolar con una caldera de biomasa: los rendimientos son
mayores y los costes menores. Uno de los temas no mencionados es la capacidad de aumentar
las horas de funcionamiento anuales de la central hı́brida, ya que al tener la caldera se podrı́a
seguir produciendo energı́a en los perı́odos en los que la radiación solar no es tan intensa
(como lo hace la central original de Borges Blanques). Esto producirı́a un LCOE de la central
aún menor y un retorno de la inversión más rápido.
68
Capı́tulo 7
Planificación temporal y
presupuesto
7.1. Planificación temporal

La programación temporal incluida en este proyecto está basada en la Estructura de Des-
composición del Proyecto (EDP). Esta herramienta permite analizar las diferentes tareas o
paquetes de trabajo que componen el proyecto. Se incluye también un diagrama de Gantt del
proyecto, elaborado con ayuda del Excel de Microsoft.
Se establece como fecha de inicio del proyecto el 1 de diciembre de 2017, fecha en la que
se manda el primer correo para comenzar a coordinar esfuerzos con el tutor.
1. Primera toma de contacto: documentación.
a) Lectura de documentación relativa a centrales termosolares.

b) Profundización en los conceptos relacionados con los ciclos de Rankine convencio-
nales y optimizados.
c) Estudio en profundidad de la central de Borges Blanques, intentando obtener el
máximo de datos posibles relativos a su ciclo de potencia.
2. Simulación del circuito de aceite
a) Determinación de las propiedades del aceite térmico utilizado en el circuito de

aceite.
b) Elaboración de base de datos de propiedades termodinámicas del aceite.
c) Modelación del circuito de aceite.
d) Simulación en Matlab del circuito de aceite.
e) Comprobación y corrección de resultados.
3. Simulación del bloque de potencia.
a) Revisión de bibliografı́a necesaria para realizar hipótesis.

b) Modelación del bloque de potencia.
c) Simulación en Matlab del bloque de potencia.
69
d) Ensamblaje con el código del campo solar.
4. Simulación de la caldera.

b) Estudio de los procesos de combustión.
c) Modelación de la caldera.
d) Simulación en Matlab de la caldera.

b) Estudio de los procesos de combustión.
c) Modelación de la caldera.
d) Simulación en Matlab de la caldera.
6. Ensamblaje de todas las simulaciones
7. Cálculos del análisis 4E para la configuración hı́brida.
a) Análisis energético.
b) Análisis exergético.
c) Análisis económico.
d) Análisis ambiental.
8. Adaptación del código de la central hı́brida a la central solar.
a) Evaluación de las diferencias entre las instalaciones.

b) Ejecución del código.
9. Redacción
a) Introducción.
b) Metodologı́a.
c) Conclusiones.
d) Resumen.
La primera parte del trabajo fue documentarse acerca del tipo de central a estudiar. Pri-
mero se analizaron las centrales termosolares en general. Se realizó una profundización en los
conceptos relacionados con los ciclos de Rankine. Se buscaron los datos relacionados con el
funcionamiento la central Borges Blanques, con el objetivo de reproducir su ciclo.
La simulación del circuito de aceite se realizó conociendo los datos de temperatura de

entrada y salida al campo solar. Las propiedades termodinámicas del aceite térmico fueron
proporcionadas por el fabricante y se obtuvieron para un rango de temperaturas haciendo un
ajuste por mı́nimos cuadrados. Se modelizó el circuito y se simuló en Matlab.
Al no contar con todos los datos de las corrientes del bloque de potencia, fue necesario
partir de los datos de la central y, mediante balances de energı́a, calcular una a una las co-
rrientes involucradas. Los rendimientos energéticos de algunos dispositivos se tomaron como
70
Capı́tulo 7. Planificación temporal y presupuesto
hipótesis de datos tomados de la bibliografı́a. Se modelizó el bloque de potencia y se simuló

en Matlab.
Para la simulación de la caldera fue necesario el estudio de los procesos de combustión

involucrados. También fue necesario una profundización en los conceptos de exergı́a fı́sica y
quı́mica. Una vez realizada la lectura necesaria, se procedió a la modelización de la caldera y
si posterior simulación en Matlab.
Una vez realizada la simulación en Matlab de toda la central, se realizaron los cálculos
energéticos, exergéticos y económicos.
Tras haber analizado con detenimiento la central con la configuración hı́brida, se procedió
a modificar el código de Matlab con el fin de poder reproducir su operación. Una vez simu-
lada correctamente, se realizaron los mismos análisis que los realizados para la configuración
hı́brida.
Terminado todo lo anterior, se redactaron aquellas secciones que no habı́an sido redacta-
das durante el transcurso del trabajo.
La Figura 7.1 muestra el diagrama de Gantt del proyecto. Los diferentes colores muestran
las diferentes fases del proyecto:
1a Fase: Documentación.
2a Fase: Simulación de la central en Matlab.
1. Simulación del campo solar.

2. Simulación del bloque de potencia.
4. Ensamblaje de todas los componentes de la central.
3a Fase: Análisis 4E de la configuración hı́brida.
4a Fase: Simulación y cálculos de la configuración solar.
5a Fase: Redacción.
71
72
Figura 7.1: Diagrama Gantt del proyecto.
73
7.2. Presupuesto
7.2. Presupuesto
El presupuesto de este trabajo se estima en función de las horas de dedicación del alumno
y del profesor, la amortización del equipo utilizado y el consumo de electricidad. Las horas
de trabajo consumidas durante el desarrollo del proyecto se engloban en la Tabla 7.1.
Tarea Dedicación [horas]

Revisión de la bibliografı́a y estudio de conceptos 40
Redacción de la memoria 130
Modelización y simulación 140
Reuniones con el tutor 35
Total 345
Tabla 7.1: Horas destinadas a la realización del proyecto.
La dedicación estimada de un Trabajo de Fin de Grado de 12 ECTS es de entre 300 y

360 horas, por lo que la dedicación está dentro de lo esperado.
El coste horario de trabajo para la alumna se estima como 10e/h y 30e/h para el tutor.
Se asume que el ordenador no se utiliza únicamente para el desarrollo del trabajo, por lo
que se calcula su amortización en función de sus horas de uso. El precio de adquisición del
equipo se toma como 700e.
horas de uso 345

Amortizacion = = = 0, 0315 (7.1)
horas de vida 5anos · 365dias · 6horas
Consumo de electricidad. La demanda eléctrica se asume como la demandada por el
ordenador y el consumo de luz, lo cual asciende a 130W.
Energia = 0, 130kW · 345horas = 44, 85kW h (7.2)

Considerando un precio de la electricidad de 0.13e/kWh.
Las licencia de Matlab es proporcionada por la Universidad por lo que su coste derivado
de su uso para la alumna y el tutor se toma como nulo. En caso de que otra entidad realizase
este proyecto, habrı́a que añadir este coste.
Con los costes mencionados anteriormente queda un coste total del proyecto de 5841,74e,
incluyendo el impuesto de valor añadido. En la Tabla 7.2 se recoge el desglose del coste final
del proyecto.
74
Concepto Cantidad Precio unitario Importe [e]

Trabajo realizado por la alumna 345 10 3450
Trabajo realizado por el tutor 45 30 1350
Ordenador 0,0315 700 22,05
Consumo de electricidad 44,85 0,13 5,83
Total sin IVA 4827,88
TOTAL 5841,74
Tabla 7.2: Coste total del proyecto.
75
7.2. Presupuesto
76
Capı́tulo 8
Valoración del impacto del análisis

4E
Este trabajo realiza un análisis comparativo a nivel energético, exergético y económico

de dos instalaciones que usan energı́a termosolar como principal fuente de calor aportado al
bloque de potencia, donde una central es una central termosolar convencional y otra es una
central termosolar hibridada con una caldera de biomasa.
En términos de energı́a, la central hı́brida presenta un mayor rendimiento que la central

termosolar convencional por el hecho de aportar parte del calor del ciclo con la caldera, dis-
positivo con mayor rendimiento que el del campo solar. De igual manera, los rendimientos
exergéticos de la central hı́brida son mayores que el de la convencional por producirse la
adición de exergı́a con una menor destrucción exergética asociada.
Es evidente que, a igualdad de potencia neta de la central, la central termosolar con-

vencional precisa de un campo solar mayor que el necesitado por la central hı́brida. Esto
se traduce en unos costes de inversión mucho menores para la central hı́brida, llevándola a
tener un LCOE menor que el de la central solar convencional. Este resultado puede resultar
muy interesante ya que un menor LCOE lleva a un retorno de la inversión más temprano,
por lo que puede atraer posibles inversionistas. Hoy en dı́a, una de las grandes desventajas
de las energı́as renovables frente a las energı́as convencionales es el gran desembolso inicial a
realizar, aún teniendo en cuenta la gratuidad de los combustibles.
A lo largo del estudio se supusieron neutras las emisiones de CO2 derivadas de la quema
de biomasa. Esta es una aproximación muy usada pero no por ello cierta. Suponer la biomasa
neutra en emisiones de CO2 lleva a ignorar las emisiones derivadas del cultivo, obtención y
transporte de la biomasa, en muchas ocasiones gran fuente de emisiones de CO2 . En la actua-
lidad existen diferentes estudios que tratan de aproximar las emisiones de CO2 producidas
por la biomasa según su procedencia. Esto último escapa al alcance de este trabajo, pero
resultarı́a de gran interés evaluar las emisiones producidas por la utilización de biomasa en
la central de biomasa.
Todos los factores mencionados anteriormente hace que la hibridación de centrales termo-
solares sea una opción interesante a la hora de valorar entre diferentes proyectos de energı́a
renovable. No en vano se está evaluando la realización de proyectos de energı́a termosolar
con hibridación de biomasa en diferentes paı́ses. El hecho de aportar calor con una fuente
77
diferente a la del Sol, permite que la central inyecte energı́a a la red durante más horas del
dı́a. La central termosolar de Borges Blanques, la única central comercial que emplea este
tipo de tecnologı́a, opera 24 horas al dı́a. Dada la ingente necesidad de reducir la dependencia
de los combustibles fósiles, resulta imprescindible favorecer las tecnologı́as que garanticen el
suministro de energı́a eléctrica a lo largo del dı́a.
78
s Entropı́a especı́fica Entalpı́a especı́fica
[kJ/K·kg]
S Entrpı́a Entalpı́a especı́fica [kJ/K]
T Temperatura [o C]
Nomenclatura V Volumen [m3 ]

w Trabajo especı́fico [kJ/kg]
Ẇ Potencia [kW]
U Energı́a interna [kJ]
A Área del colector solar [m2 ] X Fracción másica del combustible [-]
cp Calor especı́fico a presión constante Y Fracción volumétrica del combustible
[kJ/kg·K] [-]
DN I Irradiación nomal directa [kW/m2 ] Letras griegas
e Exergı́a especı́fica [kJ] ∆ Incremento

η Rendimiento energético global
E Exergı́a [kJ]
ηI Rendimiento energético del dispositivo
h Entalpı́a especı́fica [kJ/kg]
ηII Rendimiento exergético del dispositivo
H Entalpı́a [kJ]
Rendimiento exergético global
i Destrucción exergética especı́fica
λ Exceso de aire
[kJ/kg]
ψ Rendimiento exergético global
I˙ Tasa de destrucción exergética [kW]
σ Generación de entropı́a [kJ/kg·K]
J˙s Función de Massieu
Subı́ndices
LCOE Coste nivelado de la energı́a
0 Estado de referencia
ṁ Flujo másico [kg/s] a Aceite
M Peso molecular [kg/kmol] B Bomba
n Vida útil de la instalación [años] C Caldera
P CI Poder calorı́fico inferior [kJ/kg] Co Condensador
q Transferencia de calor especı́fica D Desgasificador

[kJ/kg] f Combustible
Q̇ Tasa de transferencia de calor [kW] HP High Pressure
r Tasa de descuento HTF Heat Transfer Fluid
R Constante del gas [kJ/kg·K] I Inversión

IC Intercambiador de calor
R̃ Constante universal de los gases [kJ/k-
mol·K] LP Low Pressure
79
Nomenclatura
O&M Operación y mantenimiento s Isentrópico
R Rankine SF Campo solar
T Turbina Sol Sol
80
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Oficial del Estado, núm 84, de 8 de abril de 2017.
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ce evaluation of parabolic through concentratic solar thermal power plant (PTCSTPP)
Energy, 39(1): 258-273.
84

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UNIVERSIDAD POLITÉCNICA DE MADRID

ESCUELA TÉCNICA SUPERIOR DE INGENIEROS INDUSTRIALES

Análisis energético, exergético y económico de una central

TRABAJO FIN DE GRADO

Daniela Ostilla Mónico

Tutores del Trabajo Fin de Grado:

D. Javier Rodrı́guez Martı́n

También quiero agradecer a mi “familia”por haberme contribuido a la parte graciosa/-

El sector de la producción y consumo de energı́a eléctrica contribuye con un 25 % de las

La hibridación suele dar lugar también a un aumento de los rendimientos energéticos y

Figura 2: Ciclo termodinámico a estudiar

La modelización de ambas configuraciones se realizó empleando Matlab. Los cálculos rea-

El rendimiento según la primera ley de la termodinámica, también llamado rendimiento

El parámetro más utilizado para comparar costes de centrales de producción de energı́a

CI · CRF + CO&M + CF + Cind

Rendimiento Hı́brida Solar

Tabla 1: Rendimientos globales de la configuración hı́brida y solar

Configuración Potencia neta [MW]

Tabla 2: Potencia neta obtenida como resultado de la simulación de ambas configuraciones

Configuración Campo de heliostatos [m2 ] LCOE [e/MWh]

Tabla 3: Parámetros económicos de interés de ambas configuraciones.

En lo relativo al análisis económico de ambas configuraciones, la configuración hı́brida

El análisis de sensibilidad llevado a cabo se basó en analizar la evolución del LCOE

2213.10 Relaciones termodinámicas.

3322.02 Generación de energı́a.

3322.05 Energı́a solar.

3328.16 Transferencia de calor.

Resumen ejecutivo III

Lista de tablas XIII

4. Descripción del modelo desarrollado 31

7. Planificación temporal y presupuesto 69

8. Valoración del impacto del análisis 4E 77

2. Ciclo termodinámico a estudiar . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . V

1.1. Flujos, reservas de exergı́a y destrucciones exergéticas globales [4]. . . . . . . 2

2.1. Etapas del análisis . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 9

3.1. Vista aérea de la central termosolar de Borges Blanques. . . . . . . . . . . . . 28

5.1. Diagrama T-s del ciclo termodinámico de la configuración hı́brida. . . . . . . 46

5.9. Contribución a la destrucción exergética global de cada dispositivo en la con-

7.1. Diagrama Gantt del proyecto. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 73

1. Rendimientos globales de la configuración hı́brida y solar . . . . . . . . . . . VII

4.1. Temperaturas y presiones conocidas del ciclo termodinámico. . . . . . . . . . 35

5.1. Propiedades de las corrientes de aceite . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 45

7.1. Horas destinadas a la realización del proyecto. . . . . . . . . . . . . . . . . . . 74

1.1. Recurso Solar

Actualmente alrededor de un 80 % de la demanda eléctrica mundial es suplida con energı́a

1.2. Energı́a termosolar

Figura 1.1: Flujos, reservas de exergı́a y destrucciones exergéticas globales [4].

gobiernos han desarrollado programas de electrificación de áreas rurales gracias a instala-

3. Alta inversión inicial. La construcción de centrales termosolares lleva asociada una

Hoy en dı́a existen cuatro tecnologı́as de concentración solar: concentradores cilindro-

Figura 1.2: Tecnologı́as existentes para el aprovechamiento de la energı́a termosolar mediante

A continuación se describe el funcionamiento de cada una de las tecnologı́as:

Sistemas de torre o receptor central. Compuestos de un campo de heliostatos con segui-

y reduce el costo de almacenamiento de energı́a térmica. Los órdenes de concentración

Colectores cilindro-parabólicos. Son concentradores de foco lineal con seguimiento en

Discos parabólicos. A diferencia de las otras tecnologı́as están compuestas de unidades

1.3. Utilización de la biomasa

1. Beneficios polı́ticos y económicos, derivados principalmente de la reducción de la de-

1a definición de Rendimiento Exergético,