Corso di
IMPIEGO INDUSTRIALE
d ll’ENERGIA
dell’ENERGIA
„
„
„
„
„
„
L’
L’energia,
i ffonti,
ti trasformazioni
t
f
i i ed
d usii finali
fi li
Impianti a vapore
I generatori
t i di vapore
Impianti turbogas
Cicli combinati e cogenerazione
Il mercato dell’energia
1
Corso di
IMPIEGO INDUSTRIALE
d ll’ENERGIA
dell’ENERGIA
„
„
„
„
„
„
L’
L’energia,
i ffonti,
ti trasformazioni
t
f
i i ed
d usii finali
fi li
Impianti a vapore
I generatori
t i di vapore
Impianti turbogas
Cicli combinati e cogenerazione
Il mercato dell’energia
2
Il Circuito Elementare
T
C
Ciclo
HIRN
3
3’
2’
3
S
B
2’
3’
E
4
2
2
1
C
1
5
4
5
S
Nell’impianto a ciclo Hirn un ruolo importante è riservato al
GENERATORE di VAPORE
3
Caratteristiche dei GENERATORI di VAPORE
Campo d’applicazione molto ampio
Vengono caratterizzate da
Centrali termoelettriche
Impianti di propulsione (navale,
(navale ferroviaria)
Processi industriali (cartaria, alimentare, chimica…)
Riscaldamento
Potenzialità: portata di vapore prodotta [t /h]
Pressione di evaporazione
Temperatura massima di surriscaldamento
Potenzialità specifica: portata di vapore per
unità di superficie evaporante [t /hm2]
4
Evoluzione dei GENERATORI di VAPORE
Caldaia Cornovaglia [1810-1814]
Duomo
Uscita
p
vapore
Griglia
Potenzialità 1,4 – 1,5 t/h
Pressione 12 – 15 bar
Superficie di scambio 40 –50 m2
Ingresso acqua
Forno ondulato
Un corpo cilindrico (1 – 2,5 m) pieno d’acqua veniva posto il focolare in posizione eccentrica:
in tal modo si favorisce la circolazione dell’acqua, per diversa evaporazione e quindi densità,
incrementando lo scambio termico.
I fumi percorrono poi un lungo tragitto attorno al corpo cilindrico sino al camino aumentando il
tempo di contatto con la superficie di scambio
5
Evoluzione dei GENERATORI di VAPORE
Caldaie a TUBI di FUMO [1850-1870]
a ritorno di fiamma
a fiamma diretta
Tiranti
Duomo
Detta anche “caldaia scozzese” o “marina”
per la ampia applicazione in campo navale
Tubi
T
bi
di fumo
Caratterizzate da diametri del corpo cilindrico
inferiori e quindi adatte all’impiego ferroviario
Potenzialità 10 - 20 t/h
Pressione 20-30 bar
Superficie
p
di scambio 300-600 m2
Potenzialità 8 - 16 t/h
Pressione 15 -20 bar
Superficie
p
di scambio 200-300 m2
Forno
Griglia
6
Evoluzione dei GENERATORI di VAPORE
Caldaie a TUBI d’ACQUA [dal 1860]
Il fondamentale cambiamento concettuale consiste nell’invertire il passaggio dei fumi e dell’acqua.
Quest’ultima
Quest
ultima ora viene convogliata in FASCI TUBIERI che verranno lambiti all’esterno
all esterno dai fumi; il
cambiamento di fase all’interno dei tubi favorisce la circolazione e consente di aumentare la
pressione di esercizio.
Sono state sviluppate in due versioni: a tubi
sub-orizzontali
sub-verticali
1 Corpo cilindrico o collettore sup.
2 Fasci tubieri vaporizzatori
3 Surriscaldatore
4E
Economizzatore
i
t
7
Evoluzione dei GENERATORI di VAPORE
Caldaie a TUBI d’ACQUA [dal 1860]
Il fondamentale cambiamento concettuale consiste nell’invertire il passaggio dei fumi e dell’acqua.
Quest’ultima
Quest
ultima ora viene convogliata in FASCI TUBIERI che verranno lambiti all’esterno
all esterno dai fumi; il
cambiamento di fase all’interno dei tubi favorisce la circolazione e consente di aumentare la
pressione di esercizio.
Sono state sviluppate in due versioni: a tubi
sub-orizzontali
sub-verticali
1 Corpo cilindrico o collettore sup.
2 Fasci tubieri vaporizzatori
3 Surriscaldatore
4E
Economizzatore
i
t
3
S
2
B
4
E
Nei tubi inclinati od orizzontali, il vapore prodotto risale per la minore densità.
Il Collettore superiore che funge da Separatore di Liquido dal vapore inviato all’utilizzatore,
mentre l’acqua ridiscende per ricominciare il ciclo, con un moto continuo e spontaneo
8
I corpi principali e lo scambio termico nei GENERATORI di VAPORE
S1
Il tipo di generatore di vapore più diffuso nelle
moderne centrali termoelettriche è quello ad
irraggiamento.
RS2
Si noti che il surriscaldatore è posto parte in
q
, S1,, e parte
p
in controcorrente S2
equicorrente,
S2
T
RS1
E
Tg
P
E
V
2
RS2
S2
RS1
1
P
S1
V
q
9
I corpi principali e lo scambio termico nei GENERATORI di VAPORE
S1
Il tipo di generatore di vapore più diffuso nelle
moderne centrali termoelettriche è quello ad
irraggiamento.
RS2
Si noti che il surriscaldatore è posto parte in
q
, S1,, e parte
p
in controcorrente S2
equicorrente,
S2
T
RS1
E
Tp =
α g Tg + α v Tv
αg + α v
Tg
V
αv= αg =100 W/m2K
Tg= 1500 K
P
Protezione dalla radiazione
della fiamma attraverso
una sporgenza detta
NASO di CALDAIA
E
Con
2
RS2
S2
RS1
1
P
S1
V
I surriscaldatori sono gli elementi termicamente
più sollecitati perché
perché, essendo percorsi all’interno
all interno
da un fluido con coefficiente di trasmissione relativamente basso, si possono portare ad una
temperatura di parete troppo elevata
Tp= 1050
qK
Tv= 600 K
10
I corpi principali e lo scambio termico nei GENERATORI di VAPORE
S1
Il tipo di generatore di vapore più diffuso nelle
moderne centrali termoelettriche è quello ad
irraggiamento.
RS2
Diversa è la situazione per i tubi vaporizzatori
dove il coefficiente convettivo sale a
S2
T
RS1
αv= 5.000 W/m2K (vapore saturo)
E la temperatura di parete, anche tenendo
conto dell’irraggiamento scende a
Tp= 630 K
E
Cioè appena 30K maggiore del vapore interno
Tg
P
E
V
2
RS2
S2
RS1
1
P
S1
V
q
11
I corpi principali e lo scambio termico nei GENERATORI di VAPORE
S1
Il tipo di generatore di vapore più diffuso nelle
moderne centrali termoelettriche è quello ad
irraggiamento.
RS2
Diversa è la situazione per i tubi vaporizzatori
dove il coefficiente convettivo sale a
S2
T
RS1
αv= 5.000 W/m2K (vapore saturo)
E la temperatura di parete, anche tenendo
conto dell’irraggiamento scende a
K
Tp= 630 K
E
V
Cioè appena 30K maggiore del vapore interno
)
(
)
(
)
Tg
P
(
E
Se si considera anche l’apporto dell’irraggiamento si deve scrivere la:
Sup.conduzione
Sup conduzione
V
2
RS2
S2
RS1
1
P
Sup irraggiamento
Sup.
S1
Kσ 0 ⋅ Sirr Tg4 − Tp4 + Sc α f Tg − Tp = Sc α v Tp − Tv
q
12
I corpi principali e lo scambio termico nei GENERATORI di VAPORE
S1
Il tipo di generatore di vapore più diffuso nelle
moderne centrali termoelettriche è quello ad
irraggiamento.
RS2
Diversa è la situazione per i tubi vaporizzatori
dove il coefficiente convettivo sale a
S2
T
RS1
αv= 5.000 W/m2K (vapore saturo)
E la temperatura di parete, anche tenendo
conto dell’irraggiamento scende a
K
Tp= 630 K
E
V
Cioè appena 30K maggiore del vapore interno
Se si considera anche l’apporto dell’irraggiamento si deve scrivere la:
)
(
)
(
2
RS2
S2
RS1
1
Tg
Kσ 0 = 5.1 ⋅10 −8
E
Sup.conduzione
Sup conduzione
V
Trattando il corpo come grigio con K=0,9
S1
P
Sup irraggiamento
Sup.
)
P
(
Kσ 0 ⋅ Sirr Tg4 − Tp4 + Sc α f Tg − Tp = Sc α v Tp − Tv
W/(m2K4)
q
13
I corpi principali e lo scambio termico nei GENERATORI di VAPORE
S1
Il tipo di generatore di vapore più diffuso nelle
moderne centrali termoelettriche è quello ad
irraggiamento.
RS2
Diversa è la situazione per i tubi vaporizzatori
dove il coefficiente convettivo sale a
S2
T
RS1
αv= 5.000 W/m2K (vapore saturo)
E la temperatura di parete, anche tenendo
conto dell’irraggiamento scende a
K
Tp= 630 K
E
V
Cioè appena 30K maggiore del vapore interno
Se si considera anche l’apporto dell’irraggiamento si deve scrivere la:
)
(
)
(
Essendo T4p<<T4g
e Sc= π Sirr
2
RS2
S2
RS1
1
Tg
Kσ 0 = 5.1 ⋅10 −8
E
Sup.conduzione
Sup conduzione
V
Trattando il corpo come grigio con K=0,9
S1
P
Sup irraggiamento
Sup.
)
P
(
Kσ 0 ⋅ Sirr Tg4 − Tp4 + Sc α f Tg − Tp = Sc α v Tp − Tv
W/(m2K4)
q
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I corpi principali e lo scambio termico nei GENERATORI di VAPORE
S1
Il tipo di generatore di vapore più diffuso nelle
moderne centrali termoelettriche è quello ad
irraggiamento.
RS2
Diversa è la situazione per i tubi vaporizzatori
dove il coefficiente convettivo sale a
S2
T
RS1
αv= 5.000 W/m2K (vapore saturo)
E la temperatura di parete, anche tenendo
conto dell’irraggiamento scende a
K
Tp= 630 K
E
V
Cioè appena 30K maggiore del vapore interno
Se si considera anche l’apporto dell’irraggiamento si deve scrivere la:
)
(
)
(
Essendo T4p<<T4g
e Sc= π Sirr
ΔTp =
Kσ 0 Tg4
2
RS2
S2
RS1
1
Tg
Kσ 0 = 5.1 ⋅10 −8
π(α g + α v )
E
Sup.conduzione
Sup conduzione
V
Trattando il corpo come grigio con K=0,9
S1
P
Sup irraggiamento
Sup.
)
P
(
Kσ 0 ⋅ Sirr Tg4 − Tp4 + Sc α f Tg − Tp = Sc α v Tp − Tv
W/(m2K4)
q
15
I corpi principali e lo scambio termico nei GENERATORI di VAPORE
Posizione dei
bruciatori
S1
RS2
S2
RS1
V
E
P
Preriscaldatore
dell’aria del tipo
Ljungstrom
16
I corpi principali e lo scambio termico nei GENERATORI di VAPORE
Posizione dei
bruciatori
S1
RS2
S2
RS1
Per lo studio dei generatori di vapore si analizzeranno tre parametri:
Temperatura di combustione
V
E
Rendimento
Carico termico
P In particolare si studieranno le loro correlazioni e l’influenza sulle
prestazioni della
macchina e conseguentemente sulla sua
Preriscaldatore
progettazionedell’aria del tipo
Ljungstrom
17
La temperatura di combustione
Il bilancio della camera di combustione impone che:
Calore fornito dall’unità di massa di combustibile
=
+
entalpia dei reagenti
Calore netto ceduto alle pareti dei tubi esposti (qirr)
+
entalpia dei fumi prodotti
Per unità di massa di combustibile
ε
cpf ⋅ Tf
rendimento di
combustione
εH i
ma
lla massa di aria
i per unità
ità
di massa di combustibile
q irr
m a ⋅ cpa ⋅ Ta
18
La temperatura di combustione
Il bilancio della camera di combustione impone che:
Calore fornito dall’unità di massa di combustibile
=
+
entalpia dei reagenti
Calore netto ceduto alle pareti dei tubi esposti (qirr)
+
entalpia dei fumi prodotti
Per unità di massa di combustibile
ε
rendimento di
combustione
cpf ⋅ Tf
εH i
ma
lla massa di aria
i per
unità di massa di comb.
m a ⋅ cpa ⋅ Ta
q irr
(m a + 1) ⋅ cpg ⋅ Tc
19
La temperatura di combustione
Il bilancio della camera di combustione impone che:
Calore fornito dall’unità di massa di combustibile
=
+
Calore netto ceduto alle pareti dei tubi esposti (qirr)
+
entalpia dei reagenti
entalpia dei fumi prodotti
Per unità di massa di combustibile
ε
cpf ⋅ Tf
rendimento di
combustione
q irr
εH i
ma
lla massa di aria
i per
unità di massa di comb.
m a ⋅ cpa ⋅ Ta
(m a + 1) ⋅ cpg ⋅ Tc
K ⋅ S irr ⋅ σ o 4
(Te − Tp4 )
mf
Te la temperatura dei corpi emittenti
Volendo calcolare
qirr
si può porre K=1 e Tc=Te
commettendo due errori che algebricamente si compensano
Tp la temperatura delle pareti dei tubi irraggiati
K parametro che dipende dai coefficienti di irraggiamento
delle parti emittenti e riceventi e dal fattore d’angolo
σ0
costante di Boltzmann
5,67 . 10-8 W/(m2K4)
20
La temperatura di combustione
Il bilancio della camera di combustione impone che:
Calore fornito dall’unità di massa di combustibile
=
+
Calore netto ceduto alle pareti dei tubi esposti (qirr)
+
entalpia dei reagenti
entalpia dei fumi prodotti
Per unità di massa di combustibile
ε
rendimento di
combustione
cpf ⋅ Tf
q irr
εH i
ma
lla massa di aria
i per
unità di massa di comb.
Ne deriva:
m a ⋅ cpa ⋅ Ta
(m a + 1) ⋅ cpg ⋅ Tc
K ⋅ S irr ⋅ σ o 4
(Te − Tp4 )
mf
εH i + m acppa Ta + cppf Tf = q irr + cpg (m a + 1)Tc
Te la temperatura dei corpi emittenti
Tp la temperatura delle pareti dei tubi irraggiati
K parametro che dipende dai coefficienti di irraggiamento
delle parti emittenti e riceventi e dal fattore d’angolo
σ0
costante di Boltzmann
5,67 . 10-8 W/(m2K4)
21
La temperatura di combustione
Il bilancio della camera di combustione impone che:
Calore fornito dall’unità di massa di combustibile
=
+
Calore netto ceduto alle pareti dei tubi esposti (qirr)
+
entalpia dei reagenti
entalpia dei fumi prodotti
Per unità di massa di combustibile
ε
cpf ⋅ Tf
rendimento di
combustione
q irr
εH i
ma
lla massa di aria
i per
unità di massa di comb.
Ne deriva:
m a ⋅ cpa ⋅ Ta
(m a + 1) ⋅ cpg ⋅ Tc
K ⋅ S irr ⋅ σ o 4
(Te − Tp4 )
mf
Te la temperatura dei corpi emittenti
εH i + m acppa Ta + cppf Tf = q irr + cpg (m a + 1)Tc
εH i + hR = q irr + cpg (m a + 1)Tc
Tp la temperatura delle pareti dei tubi irraggiati
K parametro che dipende dai coefficienti di irraggiamento
delle parti emittenti e riceventi e dal fattore d’angolo
σ0
costante di Boltzmann
5,67 . 10-8 W/(m2K4)
22
La temperatura di combustione
Ne deriva:
K ⋅ S irr ⋅ σ o 4
(Te − Tp4 )
mf
εH i + m acpa Ta + cpf Tf = q irr + cpg (m a + 1)Tc
εH i + hR = q irr + cpg (m a + 1)Tc
Te la temperatura dei corpi emittenti
Tp la temperatura delle pareti dei tubi irraggiati
K parametro che dipende dai coefficienti di irraggiamento
delle parti emittenti e riceventi e dal fattore d’angolo
σ0
costante di Boltzmann
5,67 . 10-8 W/(m2K4)
23
La temperatura di combustione
q
Tc
Ne deriva:
εH i + m acpa Ta + cpf Tf = q irr + cpg (m a + 1)Tc
εH i + hR = q irr + cpg (m a + 1)Tc
Te la temperatura dei corpi emittenti
Tp la temperatura delle pareti dei tubi irraggiati
K parametro che dipende dai coefficienti di irraggiamento
delle parti emittenti e riceventi e dal fattore d’angolo
σ0 costante di Boltzmann
5,67 . 10-8 W/(m2K4)
24
La temperatura di combustione
Un esempio
U
i di soluzione
l i
dell’equazione
d ll’
i
per il
calcolo della Tc può essere dato dal grafico a
fianco riportato dove il valore della temperatura
di combustione viene diagrammato in funzione
del calore scambiato p
per unità di massa di
combustibile
q
ε H i + hR
Tc
Ne deriva:
εH i + m acpa Ta + cpf Tf = q irr + cpg (m a + 1)Tc
εH i + hR = q irr + cpg (m a + 1)Tc
Te la temperatura dei corpi emittenti
Tp la temperatura delle pareti dei tubi irraggiati
K parametro che dipende dai coefficienti di irraggiamento
delle parti emittenti e riceventi e dal fattore d’angolo
σ0 costante di Boltzmann
5,67 . 10-8 W/(m2K4)
25
La temperatura di combustione
Un esempio
U
i di soluzione
l i
dell’equazione
d ll’
i
per il
calcolo della Tc può essere dato dal grafico a
fianco riportato dove il valore della temperatura
di combustione viene diagrammato in funzione
del calore scambiato p
per unità di massa di
combustibile
q
Le curve azzurre tracciano l’andamento
dell’entalpia totale dei fumi prodotti da 1 kg di
combustibile parametrizzata in funzione
combustibile,
dell’eccesso d’aria.
e=1
ε H i + hR
e = 0,5
e=0
Tc
Ne deriva:
εH i + m acpa Ta + cpf Tf = q irr + cpg (m a + 1)Tc
εH i + hR = q irr + cpg (m a + 1)Tc
Te la temperatura dei corpi emittenti
Tp la temperatura delle pareti dei tubi irraggiati
K parametro che dipende dai coefficienti di irraggiamento
delle parti emittenti e riceventi e dal fattore d’angolo
σ0 costante di Boltzmann
5,67 . 10-8 W/(m2K4)
26
La temperatura di combustione
Un esempio
U
i di soluzione
l i
dell’equazione
d ll’
i
per il
calcolo della Tc può essere dato dal grafico a
fianco riportato dove il valore della temperatura
di combustione viene diagrammato in funzione
del calore scambiato p
per unità di massa di
combustibile
q
Le curve azzurre tracciano l’andamento
dell’entalpia totale dei fumi prodotti da 1 kg di
combustibile parametrizzata in funzione
combustibile,
dell’eccesso d’aria.
e=1
ε H i + hR
e = 0,5
Le curve rosse tracciano l’andamento di qirr per
diversi valori del parametro:
e=0
m f Sirr [portata di combustibile
unità di superficie irraggiante]
Tc
Tp
Ne deriva:
K ⋅ S irr ⋅ σ o 4
(Te − Tp4 )
mf
εH i + m acpa Ta + cpf Tf = q irr + cpg (m a + 1)Tc
εH i + hR = q irr + cpg (m a + 1)Tc
Te la temperatura dei corpi emittenti
Tp la temperatura delle pareti dei tubi irraggiati
K parametro che dipende dai coefficienti di irraggiamento
delle parti emittenti e riceventi e dal fattore d’angolo
σ0 costante di Boltzmann
5,67 . 10-8 W/(m2K4)
27
La temperatura di combustione
m f Sirr = ∞
q
m f Sirr
ε H i + hR
Un esempio
U
i di soluzione
l i
dell’equazione
d ll’
i
per il
calcolo della Tc può essere dato dal grafico a
fianco riportato dove il valore della temperatura
di combustione viene diagrammato in funzione
del calore scambiato p
per unità di massa di
combustibile
Le curve azzurre tracciano l’andamento
dell’entalpia totale dei fumi prodotti da 1 kg di
combustibile parametrizzata in funzione
combustibile,
dell’eccesso d’aria.
e=1
e = 0,5
Le curve rosse tracciano l’andamento di qirr per
diversi valori del parametro:
e=0
m f Sirr [portata di combustibile
unità di superficie irraggiante]
Tc
Tp
Ne deriva:
K ⋅ S irr ⋅ σ o 4
(Te − Tp4 )
mf
εH i + m acpa Ta + cpf Tf = q irr + cpg (m a + 1)Tc
εH i + hR = q irr + cpg (m a + 1)Tc
Te la temperatura dei corpi emittenti
Tp la temperatura delle pareti dei tubi irraggiati
K parametro che dipende dai coefficienti di irraggiamento
delle parti emittenti e riceventi e dal fattore d’angolo
σ0 costante di Boltzmann
5,67 . 10-8 W/(m2K4)
28
La temperatura di combustione
m f Sirr = ∞
q
m f Sirr
ε H i + hR
Un esempio
U
i di soluzione
l i
dell’equazione
d ll’
i
per il
calcolo della Tc può essere dato dal grafico a
fianco riportato dove il valore della temperatura
di combustione viene diagrammato in funzione
del calore scambiato p
per unità di massa di
combustibile
Le curve azzurre tracciano l’andamento
dell’entalpia totale dei fumi prodotti da 1 kg di
combustibile parametrizzata in funzione
combustibile,
dell’eccesso d’aria.
e=1
e = 0,5
Le curve rosse tracciano l’andamento di qirr per
diversi valori del parametro [portata di combustibile
per unità di superficie irraggiante]
e=0
Tc
Potendo calcolare agevolmente εH + h
i
R
si ricava il valore di Tc dall’intersezione delle
curve per assegnati
ti valori
l i dei
d i parametri
ti
Tp
Ne deriva:
K ⋅ S irr ⋅ σ o 4
(Te − Tp4 )
mf
εH i + m acpa Ta + cpf Tf = q irr + cpg (m a + 1)Tc
εH i + hR = q irr + cpg (m a + 1)Tc
Te la temperatura dei corpi emittenti
Tp la temperatura delle pareti dei tubi irraggiati
K parametro che dipende dai coefficienti di irraggiamento
delle parti emittenti e riceventi e dal fattore d’angolo
σ0 costante di Boltzmann
5,67 . 10-8 W/(m2K4)
29
Il Rendimento di un GENERATORE di VAPORE
m ⋅ Δh v
ηg = v
mf ⋅ H i
Per non incorrere in errori derivanti dall’incertezza di valutazione di
alcune delle grandezze della formula si può adottare un procedimento
indiretto basto sul bilancio energetico
30
Il Rendimento di un GENERATORE di VAPORE
m ⋅ Δh v
ηg = v
mf ⋅ H i
Per non incorrere in errori derivanti dall’incertezza di valutazione di
alcune delle grandezze della formula si può adottare un procedimento
indiretto basto sul bilancio energetico
Considerando tutte le grandezze per unità
di massa di combustibile utilizzato ed
indicando con
ε il rendimento di combustione
qd il calore disperso attraverso le pareti,
GV
31
Il Rendimento di un GENERATORE di VAPORE
m ⋅ Δh v
ηg = v
mf ⋅ H i
Per non incorrere in errori derivanti dall’incertezza di valutazione di
alcune delle grandezze della formula si può adottare un procedimento
indiretto basto sul bilancio energetico
Considerando tutte le grandezze per unità
di massa di combustibile utilizzato ed
indicando con
ε il rendimento di combustione
qd il calore disperso attraverso le pareti,
hf
Hi
GV
ma ha
32
Il Rendimento di un GENERATORE di VAPORE
m ⋅ Δh v
ηg = v
mf ⋅ H i
Per non incorrere in errori derivanti dall’incertezza di valutazione di
alcune delle grandezze della formula si può adottare un procedimento
indiretto basto sul bilancio energetico
Considerando tutte le grandezze per unità
di massa di combustibile utilizzato ed
indicando con
ε il rendimento di combustione
qd il calore disperso attraverso le pareti,
hf
εH i
ma ha
GV
qd
(m a + 1) ⋅ h g
33
Il Rendimento di un GENERATORE di VAPORE
m ⋅ Δh v
ηg = v
mf ⋅ H i
Per non incorrere in errori derivanti dall’incertezza di valutazione di
alcune delle grandezze della formula si può adottare un procedimento
indiretto basto sul bilancio energetico
Considerando tutte le grandezze per unità
di massa di combustibile utilizzato ed
indicando con
ε il rendimento di combustione
qd il calore disperso attraverso le pareti,
hf
εH i
ma ha
GV
m vh e
qd
(m a + 1) ⋅ h g
34
Il Rendimento di un GENERATORE di VAPORE
m ⋅ Δh v
ηg = v
mf ⋅ H i
hf
εH i
ma ha
Per non incorrere in errori derivanti dall’incertezza di valutazione di
alcune delle grandezze della formula si può adottare un procedimento
indiretto basto sul bilancio energetico
Considerando tutte le grandezze per unità
di massa di combustibile utilizzato ed
indicando con
ε il rendimento di combustione
qd il calore disperso attraverso le pareti,
m vh u
GV
m vh e
qd
(m a + 1) ⋅ h g
35
Il Rendimento di un GENERATORE di VAPORE
m ⋅ Δh v
ηg = v
mf ⋅ H i
hf
εH i
ma ha
Per non incorrere in errori derivanti dall’incertezza di valutazione di
alcune delle grandezze della formula si può adottare un procedimento
indiretto basto sul bilancio energetico
Considerando tutte le grandezze per unità
di massa di combustibile utilizzato ed
indicando con
ε il rendimento di combustione
qd il calore disperso attraverso le pareti,
m vh u
GV
m vh e
Con
qd
m a + 1 =m g
(m a + 1) ⋅ h g
36
Il Rendimento di un GENERATORE di VAPORE
m ⋅ Δh v
ηg = v
mf ⋅ H i
hf
εH i
ma ha
Per non incorrere in errori derivanti dall’incertezza di valutazione di
alcune delle grandezze della formula si può adottare un procedimento
indiretto basto sul bilancio energetico
Considerando tutte le grandezze per unità
di massa di combustibile utilizzato ed
indicando con
ε il rendimento di combustione
qd il calore disperso attraverso le pareti,
m vh u
GV
m vh e
Con
qd
(m a + 1) ⋅ h g
m a + 1 =m g
h u − h e = Δh v
si ha:
37
Il Rendimento di un GENERATORE di VAPORE
m ⋅ Δh v
ηg = v
mf ⋅ H i
hf
Per non incorrere in errori derivanti dall’incertezza di valutazione di
alcune delle grandezze della formula si può adottare un procedimento
indiretto basto sul bilancio energetico
Considerando tutte le grandezze per unità
di massa di combustibile utilizzato ed
indicando con
ε il rendimento di combustione
qd il calore disperso attraverso le pareti,
m vh u
εH i
ma ha
GV
m vh e
Con
qd
(m a + 1) ⋅ h g
m a + 1 =m g
h u − h e = Δh v
si ha:
εH
H i +m a cpa Ta + c pf Tf = m v Δh v + q d +m g cpg Tg
In prima approssimazione si
può considerare ininfluente il
p
contributo entalpico del
combustibile
38
Il Rendimento di un GENERATORE di VAPORE
m ⋅ Δh v
ηg = v
mf ⋅ H i
hf
Per non incorrere in errori derivanti dall’incertezza di valutazione di
alcune delle grandezze della formula si può adottare un procedimento
indiretto basto sul bilancio energetico
Considerando tutte le grandezze per unità
di massa di combustibile utilizzato ed
indicando con
ε il rendimento di combustione
qd il calore disperso attraverso le pareti,
m vh u
εH i
ma ha
Con
GV
m a + 1 =m g
h u − h e = Δh v
qd
m vh e
(m a + 1) ⋅ h g
si ha:
εH
H i +m a cpa Ta + c pf Tf = m v Δh v + q d +m g cpg Tg
In prima approssimazione si
può considerare ininfluente il
p
contributo entalpico del
combustibile
ηg = ε −
m g cpg (Tg − Ta ) + qd
Hi
39
Il Rendimento di un GENERATORE di VAPORE
Forte
F
t influenza
i fl
viene
i
esercitata
it t
dall’eccesso d’aria sia tramite ε
e la massa mg di gas prodotti
1,5
ε
1
ηg
0,5
e
0
-0,5
0
0,5
1
ηg = ε −
m g cpg (Tg − Ta ) + qd
Hi
40
Il Rendimento di un GENERATORE di VAPORE
Forte
F
t influenza
i fl
viene
i
esercitata
it t
dall’eccesso d’aria sia tramite ε
e la massa mg di gas prodotti
IIn funzione
f
i
del
d l carico
i sii nota
t un massimo
i
del
d l
rendimento attorno al 70% del carico MAX.
Le perdite dipendono:
bassi carichi
alti carichi
1,5
incidenza del calore disperso qd
eccessiva temperatura dei fumi al camino
1
ηg
ε
1
ηg
0,5
0,5
e
0
-0,5
0
0,5
1
ηg = ε −
0
0
0,5
1 P/Po
m g cpg (Tg − Ta ) + qd
Hi
41
Il Carico Termico
Si definisce
d fi i
CARICO TERMICO di una camera di combustione
b ti
La POTENZA SVILUPPATA da una determinata PORTATA di COMBUSTIBILE
per UNITA
UNITA’ di VOLUME di camera di combustione
42
Il Carico Termico
Si definisce
d fi i
CARICO TERMICO di una camera di combustione
b ti
La POTENZA SVILUPPATA da una determinata PORTATA di COMBUSTIBILE
per UNITA
UNITA’ di VOLUME di camera di combustione
mf ⋅ H i
Ct =
V
43
Il Carico Termico
Si definisce
d fi i
CARICO TERMICO di una camera di combustione
b ti
La POTENZA SVILUPPATA da una determinata PORTATA di COMBUSTIBILE
per UNITA
UNITA’ di VOLUME di camera di combustione
mf ⋅ H i
Ct =
V
E influenzato dal tempo di permanenza
E’
della singola particella in C.C.
44
Il Carico Termico
Si definisce
d fi i
CARICO TERMICO di una camera di combustione
b ti
La POTENZA SVILUPPATA da una determinata PORTATA di COMBUSTIBILE
per UNITA
UNITA’ di VOLUME di camera di combustione
mf ⋅ H i
Ct =
V
A area della sezione trasversale
h la lunghezza nella direzione del moto
Vg Volume specifico dei fumi
E influenzato dal tempo di permanenza
E’
della singola particella in C.C.
essendo
d
Vg
V0
=
Tg p 0
p g T0
V
A ⋅h =
τP =
m f ⋅ Vg m f ⋅ Vg
sostituendo
tit
d V = τ P ⋅ m f ⋅ V0
Volume della C.C.
Tg p 0
p g T0
45
Il Carico Termico
Si definisce
d fi i
CARICO TERMICO di una camera di combustione
b ti
La POTENZA SVILUPPATA da una determinata PORTATA di COMBUSTIBILE
per UNITA
UNITA’ di VOLUME di camera di combustione
mf ⋅ H i
Ct =
V
A area della sezione trasversale
h la lunghezza nella direzione del moto
Vg Volume specifico dei fumi
E influenzato dal tempo di permanenza
E’
della singola particella in C.C.
essendo
d
Vg
Tg p 0
=
V0 p g T0
V
A ⋅h =
τP =
m f ⋅ Vg m f ⋅ Vg
Tg p 0
sostituendo
tit
d V = τ P ⋅ m f ⋅ V0
p g T0
Volume della C.C.
H i T0 p g
Ct =
τp V0 ⋅ p 0 Tg
46
Il Carico Termico
Si definisce
d fi i
CARICO TERMICO di una camera di combustione
b ti
La POTENZA SVILUPPATA da una determinata PORTATA di COMBUSTIBILE
per UNITA
UNITA’ di VOLUME di camera di combustione
mf ⋅ H i
Ct =
V
A area della sezione trasversale
h la lunghezza nella direzione del moto
Vg Volume specifico dei fumi
E influenzato dal tempo di permanenza
E’
della singola particella in C.C.
ϕ=
S irr
S
Ct ⋅ V
ϕ⋅S
= mf
Hi
S irr
V
A ⋅h =
τP =
m f ⋅ Vg m f ⋅ Vg
Ct ⋅ L m f
∝
ϕ
S irr
Volume della C.C.
H i T0 p g
Ct =
τp V0 ⋅ p 0 Tg
47
Il Carico Termico
Si definisce
d fi i
CARICO TERMICO di una camera di combustione
b ti
La POTENZA SVILUPPATA da una determinata PORTATA di COMBUSTIBILE
per UNITA
UNITA’ di VOLUME di camera di combustione
mf ⋅ H i
Ct =
V
A area della sezione trasversale
h la lunghezza nella direzione del moto
Vg Volume specifico dei fumi
E influenzato dal tempo di permanenza
E’
della singola particella in C.C.
ϕ=
S irr
S
Ct ⋅ V
ϕ⋅S
= mf
Hi
S irr
V
A ⋅h =
τP =
m f ⋅ Vg m f ⋅ Vg
Ct ⋅ L m f
∝
ϕ
S irr
Volume della C.C.
H i T0 p g
Ct =
τp V0 ⋅ p 0 Tg
Per ridurre
Tc tramite la riduzione di m f
occorre ridurre
Ct
od aumentare
ϕ
48
S irr
Il Carico Termico
Si definisce
d fi i
CARICO TERMICO di una camera di combustione
b ti
La POTENZA SVILUPPATA da una determinata PORTATA di COMBUSTIBILE
per UNITA
UNITA’ di VOLUME di camera di combustione
mf ⋅ H i
Ct =
V
A area della sezione trasversale
h la lunghezza nella direzione del moto
Vg Volume specifico dei fumi
E influenzato dal tempo di permanenza
E’
della singola particella in C.C.
ϕ=
S irr
S
Ct ⋅ V
ϕ⋅S
= mf
Hi
S irr
V
A ⋅h =
τP =
m f ⋅ Vg m f ⋅ Vg
Ct ⋅ L m f
∝
ϕ
S irr
Volume della C.C.
H i T0 p g
Ct =
τp V0 ⋅ p 0 Tg
Per ridurre
Tc tramite la riduzione di m f
occorre ridurre
Ct
od aumentare
ϕ
S irr
Pannellare la C.C.
con i vaporizzatori
49
La circolazione del fluido evaporante nei GENERATORI di VAPORE
Nelle caldaie a tubi d’acqua è molto
importante curare la circolazione per
accrescere la produzione di vapore per
unità di superficie
p
del fascio tubiero.
50
La circolazione del fluido evaporante nei GENERATORI di VAPORE
Nelle caldaie a tubi d’acqua è molto
importante curare la circolazione per
accrescere la produzione di vapore per
unità di superficie
p
del fascio tubiero.
Le pareti sono costituite da fasci tubieri
vaporizzatori riscaldati per
IRRAGGIAMENTO e p
per CONVEZIONE.
Tubi vaporizzatori
h
La discesa del liquido è assicurata da
pochi e grossi tubi esterni ed isolati.
Il vapore prodotto risale verso il corpo
separatore di liquido per la minore densità.
Camera di
combustione
Sulla
S
ll base
b
del
d l fascio
f
i tubiero
t bi
agirà
i à infatti
i f tti
una differenza di pressione (Δp) provocata
da tale differenza di densità (Δρ) :
Collettore
51
La circolazione del fluido evaporante nei GENERATORI di VAPORE
Nelle caldaie a tubi d’acqua è molto
importante curare la circolazione per
accrescere la produzione di vapore per
unità di superficie
p
del fascio tubiero.
Le pareti sono costituite da fasci tubieri
vaporizzatori riscaldati per
IRRAGGIAMENTO e p
per CONVEZIONE.
Tubi vaporizzatori
h
La discesa del liquido è assicurata da
pochi e grossi tubi esterni ed isolati.
Il vapore prodotto risale verso il corpo
separatore di liquido per la minore densità.
Camera di
combustione
Sulla
S
ll base
b
del
d l fascio
f
i tubiero
t bi
agirà
i à infatti
i f tti
una differenza di pressione (Δp) provocata
da tale differenza di densità (Δρ) :
Δp = gh ⋅ Δρ
Collettore
Ovviamente all’aumentare dell’altezza si
agevola la circolazione naturale
naturale, spiegando
la disposizione dei tubi verticalmente
52
La circolazione del fluido evaporante nei GENERATORI di VAPORE
Al crescere della pressione di esercizio si
restringe la differenza tra le proprietà del
vapore e del liquido
p
kPa
105
104
103
102
10
,001
,01
,1
1
10
100
1000
v
53
La circolazione del fluido evaporante nei GENERATORI di VAPORE
Al crescere della pressione di esercizio si
restringe la differenza tra le proprietà del
vapore e del liquido
p
kPa
105
2,2 104
104
103
102
Δvlv
10
,001
,01
,1
1
10
100
1000
v
54
La circolazione del fluido evaporante nei GENERATORI di VAPORE
Al crescere della pressione di esercizio si
restringe la differenza tra le proprietà del
vapore e del liquido
p
Δρ
kPa
Decresce con la pressione sino ad
annullarsi al punto critico
105
2,2 104
104
103
102
Δvlv
10
,001
,01
,1
1
10
100
1000
v
55
La circolazione del fluido evaporante nei GENERATORI di VAPORE
Al crescere della pressione di esercizio si
restringe la differenza tra le proprietà del
vapore e del liquido
p
Δρ
kPa
Decresce con la pressione sino ad
annullarsi al punto critico
Sopra valori di pressione di esercizio pari a 40
40-70
70 bar diviene
obbligatoria la configurazione verticale con altezze elevate
105
2,2 104
sub-orizzontali
104
103
verticali
Potenzialità
70 - 80 t/h
n102 …103 t/h
Potenzialità specifica
35 - 40 kg / hm2
40 -100 kg / hm2
102
Δvlv
10
,001
,01
,1
1
10
100
1000
v
56
La circolazione del fluido evaporante nei GENERATORI di VAPORE
Al crescere della pressione di esercizio si
restringe la differenza tra le proprietà del
vapore e del liquido
p
Δρ
kPa
Decresce con la pressione sino ad
annullarsi al punto critico
Sopra valori di pressione di esercizio pari a 40
40-70
70 bar diviene
obbligatoria la configurazione verticale con altezze elevate
105
2,2 104
sub-orizzontali
104
103
verticali
Potenzialità
70 - 80 t/h
n102 …103 t/h
Potenzialità specifica
35 - 40 kg / hm2
40 -100 kg / hm2
Oltre certi limiti di pressione 150-160 bar la
differenza di densità non può assicurare la
buona circolazione e si ricorre quindi alla
CIRCOLAZIONE FORZATA
102
Δvlv
10
,001
,01
,1
1
10
100
1000
v
57