V Congresso Nazionale AIGE - Modena, 8-9 Giugno 2011 Attività di ricerca sugli impianti a pompa di calore accoppiata al terreno Enzo Zanchini  Università di Bologna – Dipartimento di Ingegneria Energetica, Nucleare e del Controllo Ambientale – Viale Risorgimento, 2 – 40136 Bologna enzo.zanchini@unibo.it

IL PROBLEMA ENERGETICO-AMBIANTALE I combustibili fossili non potranno assicurare per un lungo periodo il soddisfacimento dell’attuale fabbisogno di energia La temperatura media dell’aria vicino alla superficie della terra è aumentata di circa 1.0 °C rispetto al decennio 1900-1909. Questo incremento di temperatura è dovuto in larga parte alle emissioni di gas serra in atmosfera causate dall’attività dell’uomo IPCC - FOURTH ASSESSMENT REPORT: CLIMATE CHANGE 2007 (AR4) Il riscaldamento del pianeta è inequivocabile (aumento delle temperature medie globali dell’aria e degli oceani, scioglimento di neve e ghiaccio, innalzamento del livello del mare). La maggior parte dell’aumento delle temperature medie globali è molto probabilmente dovuta all’aumento delle concentrazioni di gas serra di origine antropica.

Metereological Office - Hadley Centre Variazione della temperatura media annua dell’aria, vicino al suolo, 1850-2009, rispetto al valore medio del periodo 1900 -1909 (°C) Metereological Office - Hadley Centre V Congresso Nazionale AIGE Modena, 8-9 Giugno 2011

La decisione n. 406/2009/CE del Parlamento europeo e del Consiglio prevede che, entro il 2020, le emissioni di gas serra dell’Unione Europea siano ridotte del 20%. La direttiva 2009/28/CE del Parlamento europeo e del Consiglio, recepita in Italia dal decreto del 3 Marzo 2011, prevede che l’energia da fonti rinnovabili copra il 20 % del consumo energetico totale dell’Unione entro il 2020 (per l’Italia la riduzione obiettivo è il 17%) La Direttiva 2010/31/UE del Parlamento Europeo e del Consiglio, sulla prestazione energetica nell’edilizia, definisce “edificio a energia quasi zero” un edificio caratterizzato da un fabbisogno energetico globale molto basso o quasi nullo, coperto in misura molto significativa da fonti rinnovabili Gli stati membri devono provvedere affinché entro il 31 dicembre 2020 tutti gli edifici di nuova costruzione siano edifici a energia quasi zero. Per gli edifici pubblici, la data è anticipata al 2018.

Il decreto 3 marzo 2011 prevede che, a partire dal 2017 (2014), oltre al 50% del consumo per ACS, sia ricoperto da fonti rinnovabili il 50% (35%) della somma dei consumi per ACS, riscaldamento, raffrescamento. A tal fine, non può essere computata come rinnovabile l’energia elettrica fotovoltaica. Ciò rende di fatto obbligatori per le nuove costruzioni impianti a pompa di calore. Le pompe di calore accoppiate al terreno sono quelle con il COP (EER) più alto

TEST DI RISPOSTA TERMICA CON VALUTAZIONE NUMERICA 1 serbatoio con resistenze elettriche 2 pompa 3 misuratore di portata 4 termoresistenza per Tin 5 termoresistenza per Tout 6 acquisizione dati 1 2 3 5 4 6

Valutazione del TRT di Fiesso d’Artico - 2008 TRT eseguiti in numerose località dell’Italia settentrionale: Rimini, Cesena, Maranello, Fiesso d’Artico, Vigonza, Oderzo, San Bonifacio, Trieste. È stato messo a punto un programma di simulazione numerica agli elementi finiti che consente di determinare con buona affidabilità e precisione sia le caratteristiche della malta sigillante che quelle del terreno. Valutazione del TRT di Fiesso d’Artico - 2008

OTTIMIZZAZIONE DI SONDE GEOTERMICHE COASSIALI malta sigillante 35 mm terreno tubo polietilene spessore 4.6 mm 50 mm 89 mm Acciaio AISI 304 spessore 2 mm Esistono anche sonde coassiali di diametro esterno 50 - 60 mm, inserite direttamente nel terreno, senza sigillante.

Con riferimento a piccole sonde (diametro 5 cm, lunghezza 20m, senza sigillante), sono stati studiati gli effetti della direzione del flusso e del thermal short circuiting

Potenza assorbita: Tin = 4°C; Tg = 14 °C; kgd = 2.8 W/(mK) Si è trovato che l’ingresso nel condotto anulare esterno è preferibile, e che l’effetto del thermal short circuiting è poco rilevante.

Potenza rilasciata: Tin = 28°C; Tgd = 14°C; kgd = 2.8 W/mK Per sonde con diametro 9 cm, lunghezza 100 m e malta sigillante, sono stati studiati gli effetti del thermal short circuiting e della portata in volume. Potenza rilasciata: Tin = 28°C; Tgd = 14°C; kgd = 2.8 W/mK Si è trovato che l’effetto del thermal short circuiting è importante, e può essere sensibilmente ridotto sostituendo al polietilene il polipropilene PPR 80.

E. Zanchini, S. Lazzari, A. Priarone, Effects of flow direction and thermal short-circuiting on the performance of small coaxial ground heat exchangers , Renewable Energy 35 (2010) 1255–1265 E. Zanchini, S. Lazzari, A. Priarone, Improving the thermal performance of coaxial borehole heat exchangers, Energy 35 (2010) 657–666

ASSENZA DI MOVIMENTO DELL’ACQUA DI FALDA SOSTENIBILITÀ NEL LUNGO TERMINE DI CAMPI DI SONDE CON CARICHI TERMICI STAGIONALI NON BILANCIATI ASSENZA DI MOVIMENTO DELL’ACQUA DI FALDA Q/Q0  /0 Per una sonda singola, non esistono problemi di sostenibilità nel lungo periodo. Mostrato sperimentalmente in: L Rybach, W.J. Eugster, Sustainability aspects of geothermal heat pump operation, with experience from Switzerland. Geothermics, 39, 365-369, 2010.

STUDIO NUMERICO SISTEMATICO PER GRANDI CAMPI DI SONDE (SONDE A DOPPIO TUBO AD U) Sonda singola: Q1 bilanciato; Q3 completamente non bilanciato Tg = 14 °C ; Valore massimo del carico Q0 = 30 W/m

Tg = 14 °C ; Valore massimo del carico Q0 = 30 W/m Valore minimo annuo di Tf per una linea di infinite sonde, con kgd =1.4 W/(m K), carichi termici Q2 e Q3. Tg = 14 °C ; Valore massimo del carico Q0 = 30 W/m

Tg = 14 °C ; Valore massimo del carico Q0 = 30 W/m Valore minimo annuo di Tf per una linea di infinite sonde, con kgd = 2.8 W/(m K), carichi termici Q2 e Q3. Tg = 14 °C ; Valore massimo del carico Q0 = 30 W/m

Tg = 14 °C ; Valore massimo del carico Q0 = 20 W/m Valore minimo annuo di Tf per un campo quadrato infinito, con kgd = 2.8 W/(m K), carichi termici Q2r e Q3r . Tg = 14 °C ; Valore massimo del carico Q0 = 20 W/m

Velocità media acqua m/anno SOSTENIBILITÀ NEL LUNGO TERMINE DI CAMPI DI SONDE CON CARICHI TERMICI STAGIONALI NON BILANCIATI E MOVIMENTO DELL’ACQUA DI FALDA Porosità media e velocità media dell’acqua per terreni non rocciosi, da (Chiasson , Rees, Spitler 2000) Terreno Porosità media Velocità media acqua m/anno Ghiaia 0.31 3050 Sabbia grossa 0.385 60.1 Sabbia fine 0.4 5.05 Limo 0.475 0.094 Argilla 0.47 0.000146

EFFETTI DEL CARICO TERMICO REGOLARE Vengono considerati due tipi di carico termico regolare (mediato nel tempo), con periodo 0 di un anno: il tipo Q1, con carichi stagionali parzialmente compensati; il tipo Q2, con carico esclusivamente estivo o esclusivamente invernale. Vengono considerati campi di sonde infinitamente estesi, con le geometrie: linea singola, linea doppia sfalsata, linea quadrupla sfalsata. Si assume una distanza di 40 diametri (6 m per diametro 15 cm) fra due sonde adiacenti della stessa linea e fra due linee. Studio in forma adimensionale

Carichi termici adimensionali Q*1 e Q*2 Q/Q0  /0 Carichi termici adimensionali Q*1 e Q*2

Valore massimo annuo della temperatura adimensionale media all’interfaccia fra sonda e terreno: linea singola, carico Q*2, Fo = 550. Già con Pe = 0.02 ( 2 m/anno per kgd = 2 W/(mK) e D = 15 cm) si raggiunge un valore asintotico della temperatura massima all’interfaccia sonda terreno

Valore massimo annuo della temperatura adimensionale media all’interfaccia fra sonda e terreno: linea doppia, carico Q*2, Fo = 550. Già con Pe = 0.02 ( 2 m/anno per kgd = 2 W/(mK) e D = 15 cm) si raggiunge un valore asintotico della temperatura massima all’interfaccia sonda terreno

Valori di per t*/Fo = 1, 2, 5, 10, 20, 50, per una linea singola di infinite sonde, con carico adimensionale

EFFETTI DEL CARICO TERMICO DI PICCO Per valutare i massimi raggiunti dalla temperatura media del fluido, bisogna considerare i carichi termici di picco, che sono assunti di durata 4 ore, e la struttura interna della sonda. Il metodo adottato è il seguente. Si considera un periodo di 6 mesi: quello con i massimi carichi termici. Per il suddetto periodo, si considera il carico termico (adimensionale) fluttuante effettivo e si calcola l’andamento nel tempo della differenza di temperatura adimensionale , dove Ttub = temp. all’interfaccia tubi-malta sigillante, con il carico effettivo fluttuante. Ts = temp. all’interfaccia malta sigillante-terreno, dovuta al carico termico regolare, mediato nel tempo. T*tub - T*s dà la sopraelevazione di temperatura adimensionale T*tub rispetto alla T*s calcolata con le simulazioni di lungo termine. Aggiungendo T*s si trova la temperatura adimensionale T*tub effettiva. Infatti, la differenza T*tub - T*s non dipende dal particolare periodo di 6 mesi scelto.

Per il periodo di 6 mesi si adotta uno dei due carichi adimensionali: Per il giorno di massimo carico invernale o estivo, si adottano, rispettivamente, distribuzioni di carico termico adimensionale (Q*sh1)max e (Q*sh2)max prese dalla letteratura. 1.995 2.648 Per il periodo di 6 mesi si adotta uno dei due carichi adimensionali:

Illustrazione del carico termico adimensionale Q*sh1, primi 10 giorni

1 0.205 0.354 Si fa riferimento a una sonda a doppio tubo a U con rapporto 0.205 fra diametro esterno dei tubi (32 mm) e diametro della sonda (156 mm) e rapporto 0.354 fra distanza fra gli assi di due tubi adiacenti e diametro della sonda.

Tabella 5. Valori massimi di T*tub - T*s per vari valori di Fo e Si definiscono i numeri puri: kgt = conducibilità termica della malta sigillante gt = densità della malta sigillante, cgd = capacità termica specifica della malta sigillante (si assume = 0.52) Tabella 5. Valori massimi di T*tub - T*s per vari valori di Fo e Winter operation Fo 300 0.261 0.173 0.132 550 0.301 0.200 0.156 800 0.334 0.225 0.183 Summer operation 0.426 0.303 0.251 0.514 0.380 0.322 0.577 0.430 0.373

Diagramma di T. tub - T. s in funzione di  Diagramma di T*tub - T*s in funzione di */Fo, per il caso invernale, Fo = 550 e = 0.7.

I risultati ottenuti mostrano che il movimento dell’acqua di falda, anche con velocità modeste, può garantire la sostenibilità nel lungo periodo di grandi campi di sonde disposti in linee ortogonali al moto dell’acqua. Individuano inoltre un metodo di progetto per grandi campi di sonde geotermiche in presenza di movimento dell’acqua di falda. Il metodo deve essere esteso a piccoli campi di sonde e a diversi valori del dell’interasse fra le sonde.

S. Lazzari, A. Priarone, E. Zanchini, Long-term performance of BHE (borehole heat exchanger) fields with negligible groundwater movement, Energy 35 (2010) 4966-4974. E. Zanchini, S. Lazzari, A. Priarone, Long-term performance of large borehole heat exchanger fields with unbalanced seasonal loads and groundwater flow, Energy 38 (2012) 66-77.

CONCLUSIONI Sono stati realizzati numerosi TRT con valutazione numerica, conseguendo una notevole esperienza nella esecuzione e nella valutazione. È stato messo a punto un codice di valutazione numerica 2-D piuttosto preciso. Sarà predisposto un nuovo codice 3-D, per ottenere maggiore accuratezza. Per sonde geotermiche coassiali, è stata trovata la direzione migliore del flusso del fluido e sono stati valutati gli effetti del thermal short-circuiting, indicando anche un metodo semplice per ridurre tali effetti. È stata valutata la sostenibilità nel lungo periodo di vasti campi di sonde geotermiche, in assenza e in presenza di movimento dell’acqua di falda. È in fase di elaborazione un metodo di progetto di campi di sonde geotermiche che consenta di assicurare la sostenibilità nel lungo periodo e tenga conto degli effetti del flusso dell’acqua di falda.

GRAZIE PER LA CORTESE ATTENZIONE Enzo Zanchini  Università di Bologna – Dipartimento di Ingegneria Energetica, Nucleare e del Controllo Ambientale – Viale Risorgimento, 2 – 40136 Bologna enzo.zanchini@unibo.it