Università Politecnica delle Marche
Scuola di Dottorato di Ricerca in Scienze dell’Ingegneria
Curriculum in Energetica
-----------------------------------------------------------------------------------ANALISI DELL’ECO-EFFICIENZA DEL PRODOTTO CAPPA
ASPIRANTE
Ph.D. Dissertation of:
Paola Venella
Advisor:
Prof. Gabriele Comodi
X edition - new series
Università Politecnica delle Marche
Dipartimento di Energetica
Via Brecce Bianche — 60131 - Ancona, Italy
Ringraziamenti
A Paolo per il costante incoraggiamento e pazienza con i quali mi è
stato vicino.
PROGETTO DI RICERCA CONCORDATO
TITOLO
―Analisi dell’eco-efficienza del prodotto cappa aspirante‖
PROGRAMMA DI RICERCA CONCORDATO con AIRFORCE S.p.a
Lo studio prevederà l’utilizzo di metodologie di analisi per la valutazione dell’ecoefficienza produttiva come LCA (Life Cicle Assessment) per qualificare la cappa
aspirante dal punto di vista energetico, definire la priorità di intervento e le strategie
da attuare per divenire ambientalmente efficiente in termini di riduzione del
consumo di risorse, di energie e di minimizzare gli effetti nell’ambiente secondo gli
standard riconosciuti.
L’analisi del prodotto guiderà l’azienda nella definizione delle azioni necessarie per
migliorare lo stato di fatto in termini di ricerca, progettazione e prototipazione al
fine di ricercare la massima eco-efficienza integrando i risultati con analisi
economiche e di fattibilità per la stesura del miglior progetto eco-compatibile ed
economicamente sostenibile.
MODALITA’ DI SVOLGIMENTO:
L’attività verrà svolta analizzando sia le caratteristiche dei componenti del prodotto,
che i processi tecnologici di lavorazione unitamente all’analisi dei costi di trasporto
al fine di ottimizzare il massimo del risparmio energetico.
I risultati ottenuti saranno interpretati e su di essi verranno proposte le attività di
miglioramento del prodotto stesso.
English abstract
One of the current priorities of the European Union and the European Commission
is to develop sustainable production models and the efficient use of environmental
resources
The Integrated Product Policy (IPP) aims at promoting a European market for
ecologically compatible products through an innovative process that takes into
account the environmental impact of every step in the life cycle of products and
services. The new approach assesses production, distribution, lifespan and disposalrelated environmental pollution of products and services. Increasing attention has
been devoted to the LCA of household appliances, which are related to considerable
amounts of energy consumption both in the manufacturing phase and throughout
their lives.
In the last period (three- five years ago), in accordance with the emissions reduction
targets defined by Kyoto Protocol, energy classes were defined by European
Commission to qualify also the hoods as already done for the other appliances.
The study was carried out using a cradle-to-grave approach, impacts were assessed
with the Eco-indicator 99 methodology . An LCA was conducted according to ISO
14040 standards [8],[9].
The LCA has given as result:
 a parametric model of the environmental impact of a standard hood
adaptable to other models
 evaluate and define the most effective improvement projects
The analysis shows that the use phase is predominant in determining the
environmental impact of product life cycle. To reduce this impact two energy saving
projects have been developed: the inverter driven three-phase induction motor and
the lamp with light emission diode.
Finally, the improvements obtained by replacing the single-phase electrical motor
with an inverter-driven three-phase induction and the halogen lamps with Light
Emitting Diode (LED) lamps were assessed.
The energy saving projects developed permits to obtain the A energy class to the
PhD co-financing AIRFORCE S.p.A company for the most part of products.
In addition, the reduction of the life cycle environmental impact is 37%, the
maximum energy efficiency of the fan is increased from 22% to 30% and the active
power consumption, considering work condition of 600m3/h and static pressure
equal to zero, has been reduced from 160W to 100W. The reduction of energy
increases with decreasing maximum output of the fan.
The innovation in the sector of household hoods was significant, since did not
already exist similar solutions industrialized.
The plans for the new motor and energy efficient lighting system allowed in
advanced the Company to take in place marketing activities in the European market
and match against hoods and fans major manufacturers.
Abstract italiano
Una delle priorità attuali dell'Unione europea (UE) e della Commissione Europea è
quello di sviluppare modelli di produzione sostenibile e promuovere l'uso efficiente
delle risorse ambientali.
L’attuale Politica Integrata di Prodotto (IPP) mira a promuovere un mercato europeo
dei prodotti ecologicamente compatibile, tramite un processo innovativo che tenga
conto dell'impatto ambientale di ogni fase del ciclo di vita dei prodotti e dei servizi. Il
nuovo approccio valuta le fasi di produzione, distribuzione, utilizzo e smaltimento
legati all'inquinamento ambientale di prodotti e servizi.
Una crescente attenzione è stata dedicata al LCA di elettrodomestici, che sono
caratterizzati da una considerevole quantità di consumo di energia sia nella fase di
produzione e che nella fase di utilizzo.
Inoltre nell'ultimo periodo (3-5 anni), nel rispetto degli obiettivi di riduzione delle
emissioni inquinanti definiti dal Protocollo di Kyoto, la Comunità Economica Europea
sta definendo le classi energetiche per qualificare anche le cappe aspiranti da cucina
come è stato già fatto per gli altri elettrodomestici.
L’analisi LCA è stata effettuata utilizzando un approccio “from cradle to grave”
secondo le norme della serie ISO 14040 e gli impatti sono stati valutati con la
metodologia Eco-indicator 99.
La LCA ha dato come risultato:
 un modello parametrico per il calcolo dell’ impatto ambientale di una cappa di
riferimento applicabile ad altri modelli
 la possibilità di valutare e definire i progetti di miglioramento più efficaci
L'analisi mostra che la fase d'uso è predominante nel determinare l'impatto ambientale
del ciclo di vita del prodotto.
Per ridurre l’impatto ambientale sono stati sviluppati due progetti di risparmio
energetico che sono un motore trifase a induzione con controllo ad inverter e un
faretto personalizzato per moduli led.
Infine, sono stati valutati i miglioramenti ottenuti sostituendo l’attuale motore
monofase con un motore trifase comandato da inverter e le lampade alogene con
lampade a Light Emitting Diode (LED).
I progetti di risparmio energetico sviluppati consentono di ottenere la classe energetica
A per la maggior parte dei prodotti realizzati dell’azienda AIRFORCE SpA, cofinanziatrice delle imprese del presente dottorato di ricerca.
Inoltre, è stata ottenuta una riduzione dell'impatto ambientale del ciclo di vita (powergrid mix IT) del 37%, la massima efficienza energetica del ventilatore è aumentata dal
22% al 30% e il consumo di potenza attiva, considerando la condizione di lavoro data
da 600m3/h e pressione statica pari a zero, è stato ridotto da 160W a 100W. La
10
riduzione dei consumi aumenta al diminuire della portata massima erogata dal
ventilatore.
L'innovazione nel settore delle cappe aspiranti per uso domestico è stato significativo,
poiché al momento di avvio del progetto non esistevano soluzioni simili già
industrializzate.
I progetti del nuovo motore e del sistema di illuminazione a risparmio energetico hanno
permesso all’Azienda di intraprendere, con notevole anticipo, un’efficace attività di
marketing nel mercato europeo e competere così con i grandi costruttori del settore
cappe e ventilatori
11
Indice
ENGLISH ABSTRACT
ABSTRACT ITALIANO
INTRODUZIONE .................................................................................................... 1
1
IMPLEMENTAZIONE DELLO STUDIO LCA ......................................... 3
1.1
1.2
1.2.1
1.3
1.3.1
1.3.2
1.4
1.4.1
1.4.2
2
FUNZIONALITÀ DEL PRODOTTO ................................................................ 3
SCELTA DEL MODELLO ............................................................................. 4
Caratteristiche della cappa F77 ........................................................... 4
OBIETTIVO DI STUDIO E SCOPO DELL’ANALISI .......................................... 6
Funzione, unità funzionale e flussi di riferimento .............................. 7
Confine del sistema ............................................................................. 7
INVENTARIO ............................................................................................. 9
Descrizione componenti...................................................................... 9
Descrizione processi produttivi e modalità di rilevazione dei dati ... 18
ANALISI DELL’INVENTARIO ................................................................. 21
2.1
DEFINIZIONE DEI PROCESSI ―FROM CRADLE TO GATE‖ ........................... 21
2.1.1
Processi di realizzazione dell’assieme struttura ................................ 21
2.1.1.1
Lavorazione acciaio INOX ...................................................... 24
2.1.1.2
Piegatura acciaio Inox ............................................................ 31
2.1.1.3
Produzione Acciaio Elettrozincato .......................................... 32
2.1.1.4
Saldatura a TIG ....................................................................... 36
2.1.1.5
Molatura .................................................................................. 39
2.1.1.6
Satinatura ................................................................................ 41
2.1.1.7
Rivettatura ............................................................................... 41
2.1.1.8
Insertatura ............................................................................... 42
2.1.1.9
Trasporto carpenteria ............................................................. 43
2.1.2
Produzione camini ............................................................................ 44
2.1.2.1
Stampaggio e piegatura camini ............................................... 46
2.1.2.2
Trasporto camini ..................................................................... 46
2.1.3
Produzione parti ABS ....................................................................... 47
2.1.3.1
Produzione di ABS .................................................................. 48
2.1.3.2
Stampaggio SCATOLA COMANDI ......................................... 49
2.1.3.3
Trasporto scatola comandi ...................................................... 50
2.1.4
Produzione accessori PP ................................................................... 50
2.1.5
Produzione Convogliatore ................................................................ 51
2.1.5.1
Produzione PP granulato ........................................................ 52
2.1.5.2
Stampaggio CONVOGLIATORE E GIRANTE ........................ 53
2.1.5.3
Avvitatura CONVOGLIATORE .............................................. 53
12
2.1.5.4
Trasporto CONVOGLIATORE ................................................ 54
2.1.5.5
Motore elettrico ....................................................................... 55
2.1.6
Produzione Vetro .............................................................................. 58
2.1.7
Produzione griglia ............................................................................. 59
2.1.8
Assiemaggio cappa F77 .................................................................... 61
2.1.9
Imballaggio cappa F77 ...................................................................... 62
2.1.9.1
CARTONE ............................................................................... 62
2.1.9.2
EPS .......................................................................................... 63
2.1.9.3
SACCHETTO .......................................................................... 64
2.2
FROM CRADLE TO MARKET AND USE ...................................................... 66
2.3
TO MARKET ............................................................................................ 67
2.4
USE ....................................................................................................... 68
2.5
END OF LIFE............................................................................................ 70
3
ANALISI DEGLI IMPATTI (LCIA) ........................................................... 71
4
PRINCIPIO DI FUNZIONAMENTO ......................................................... 74
MOTORE ELETTRICO TRIFASE ..................................................................... 74
4.1
IL CAMPO MAGNETICO RUOTANTE ......................................................... 74
4.2
CAMPO MAGNETICO PRODOTTO DA CIASCUN AVVOLGIMENTO DI FASE .. 77
4.3
INTENSITÀ DEL FLUSSO MAGNETICO ....................................................... 80
4.4
PRODUZIONE DELLA COPPIA ......................................................... 81
4.4.1
Importanza dello scorrimento ........................................................... 82
4.4.2
F.e.m. indotta, corrente e coppia ....................................................... 82
4.4.2.1
Corrente di rotore e coppia con basso scorrimento ................ 84
4.4.2.2
Corrente di rotore e coppia con alto scorrimento ................... 86
4.4.3
Effetto della corrente di rotore sul flusso .......................................... 88
4.4.3.1
Riduzione del flusso a causa della corrente di rotore ............. 88
4.4.4
Stator current-speed characteristics .................................................. 89
5
INVERTER – DRIVER DI CONTROLLO DEI MOTORI ELETTRICI91
5.1
5.2
5.3
LAVORARE CON IL PIENO FLUSSO MAGNETICO ....................................... 94
CURVA CARATTERISTICA DI COPPIA-VELOCITÀ V/F COSTANTE .............. 96
CONDIZIONI DI LAVORO A COPPIA COSTATE E POTENZA COSTANTE –
LIMITI IMPOSTI DALL’INVERTER............................................................................ 99
5.4
LIMITI DI FUNZIONAMENTO IMPOSTI DAL MOTORE ............................... 100
5.5
CONTROLLI CON INVERTER .................................................................. 100
5.5.1
Controllo della velocità a catena aperta .......................................... 101
5.5.2
Controllo della velocità a catena chiusa .......................................... 102
6
BANCO PROVA PORTATA ..................................................................... 104
6.1
PRINCIPI DEL METODO DI MISURAZIONE E CALCOLO ............................. 104
6.2
TIPOLOGIE DI TUBO VENTURI ............................................................... 105
6.2.1
Calcolo del fattore di espansibilità ε ............................................... 106
6.2.2
Tubo Venturi ................................................................................... 106
6.2.3
Verifica misurazioni con banco di riferimento ............................... 108
7
SVILUPPO MOTORE TRIFASE ............................................................. 109
13
7.1
7.2
7.3
7.4
7.5
7.6
7.6.1
7.6.2
7.6.3
8
PROGETTO LED ....................................................................................... 138
8.1
8.2
8.3
8.4
8.4.1
8.4.2
8.4.3
8.4.4
9
SCENARIO INIZIALE E TECNOLOGIE A CONFRONTO ............................... 109
PIANIFICAZIONE SVILUPPO DEL MOTORE .............................................. 111
SINTESI DEL CONFRONTO FRA DIVERSE MODALITÀ DI CONTROLLO ...... 115
CONFRONTO TRA LE VARIE VERSIONI DI MOTORE ................................. 117
SPECIFICHE DI SVILUPPO DRIVER DI CONTROLLO – PRIMI RISULTATI .... 121
SVILUPPI SUCCESSIVI DEL MOTORE TRIFASE ......................................... 122
Risultati motore trifase h40- 24 cave e scheda spes 501.1 .............. 123
Curve di coppia del motore H50 ..................................................... 134
Caratteristiche del controllo ............................................................ 136
IDEA E DESIGN ...................................................................................... 138
PROGETTO E SCELTA DEI COMPONENTI ................................................. 139
PROTOTIPI REALIZZATI ......................................................................... 141
TEST DI FUNZIONALITÀ ........................................................................ 141
Prove di temperatura eseguita su fuochi a gas ................................ 141
Prove di temperatura eseguita pannello in legno truciolare ............ 142
Prove di luminosità - cappa F17 .................................................... 143
TEST DI AFFIDABILITA’ ............................................................ 143
RISULTATI OTTENUTI ........................................................................... 145
9.1
MIGLIORAMENTO IMPATTO AMBIENTALE MOTORE TRIFASE RISPETTO AL
MOTORE MONOFASE A CONDESATORE ................................................................ 145
9.2
MIGLIORAMENTO IMPATTO AMBIENTALE LED RISPETTO ALOGENE ...... 147
9.3
TOTALE MIGLIORAMENTI IMPATTO AMBIENTALE ................................. 148
9.4
FATTIBILITÀ ECONOMICA DELLE ATTIVITÀ DI MIGLIORAMENTO........... 148
EVOLUZIONE E SVILUPPI FUTURI DEL PROGETTO MOTORE A
RISPARMIO ENERGETICO ............................................................................. 149
CONCLUSIONI.................................................................................................... 150
APPENDICE A – INFORMAZIONI TECNICHE ............................................ 151
APPENDICE B – BIBLIOGRAFIA ................................................................... 158
14
indice delle figure
Figura 1 – la cappa F77, vista frontale ........................................................................ 5
Figura 2 – cappa F77, vista d’insieme ..................................................................... 5
Figura 3 – il confine del sistema ................................................................................. 8
Figura 4 – cappa F77:il mantello ................................................................................ 9
Figura 5 – cappa F77:il rinforzo ............................................................................... 10
Figura 6 – cappa F77: la mantello ............................................................................ 10
Figura 7 – cappa F77:il collare scatola motore ......................................................... 11
Figura 8 – cappa F77: lo schienale ........................................................................... 11
Figura 9 – cappa F77: la flangia ............................................................................... 12
Figura 10 – cappa F77:il supporto scatola comandi ................................................. 12
Figura 11 – cappa F77:il la staffa camino ................................................................. 13
Figura 12 – cappa F77:il camino superiore e inferiore ............................................. 13
Figura 13 – cappa F77: la scatola comandi ............................................................... 14
Figura 14 – cappa F77:il convogliatore .................................................................... 14
Figura 15 – cappa F77:il raccordo uscita aria ........................................................... 15
Figura 16 – cappa F77:il vetro .................................................................................. 15
Figura 17 – cappa F77:il gruppo motore................................................................... 16
Figura 18 – cappa F77:il tampone imballo ............................................................... 16
Figura 19 – cappa F77: l’imballo di cartone ............................................................. 17
Figura 20 – cappa F77: il processo produttivo ASSIEME STRUTTURA ............... 19
Figura 21 – cappa F77: il processo produttivo ASSIEMAGGIO CAPPA ............... 20
Figura 22 – cappa F77: l’assieme struttura ............................................................... 22
Figura 23 – cappa F77: il processo produttivo ASSIEME STRUTTURA ............... 23
Figura 24 – power mix IT ......................................................................................... 25
Figura 25 – cappa F77: il processo produttivo LAVORAZIONE INOX ................. 25
Figura 26 – cappa F77: il piano di taglio CORNICE ................................................ 28
Figura 27 – cappa F77: il piano di taglio MANTELLO ........................................... 29
Figura 28 – cappa F77: il piano di taglio RINFORZO ............................................. 29
Figura 29 – TAGLIO LASER INOX – free parameters ........................................... 31
Figura 30 – TAGLIO LASER INOX – flussi in ingresso e uscita ............................ 31
Figura 31 – PIEGATURA ACCIAIO INOX ............................................................ 32
Figura 32 – cappa F77: il processo produttivo LAVORAZIONE
ELETTROZINCATO ............................................................................................... 33
Figura 33 – diagramma di flusso della produzione dell’acciaio elettrozincato ........ 34
Figura 34 – cappa F77: LAVORAZIONE ELETTROZINCATO free e fixed
parameters................................................................................................................. 36
Figura 35 – cappa F77: dettaglio saldatura ............................................................... 37
Figura 36 – diagramma di flusso produzione dell’argon .......................................... 38
Figura 37 – saldatrice portatile ................................................................................. 38
Figura 38 – mola a banda stretta utilizzata per la molatura ...................................... 39
Figura 39 – cappa F77: MOLATURA CAPPA PE parameters ................................ 40
Figura 40 – tipica rivettatrice pneumatica (P aria = 6bar) ........................................ 41
Figura 41 – cappa F77: RIVETTATURA CAPPA PE free parameters ................... 42
Figura 42 – tipica insertatrice pneumatica (P aria = 6bar) ........................................ 43
Figura 43 – cappa F77: TRASPORTO CARPENTERIA ......................................... 44
Figura 44 – cappa F77: Camino inferiore e camino superiore .................................. 45
Figura 45 – cappa F77: il processo produttivo PRODUZIONE CAMINI ................ 45
15
Figura 46 – cappa F77: il processo produttivo PRODUZIONE CAMINI ................ 46
Figura 47 – cappa F77: Scatola Comandi ................................................................. 47
Figura 48 – cappa F77: il processo produttivo PRODUZIONE PARTI ABS .......... 47
Figura 49 – diagramma di flusso della produzione di plastica .................................. 48
Figura 50 – schema processo produttivo ―Acrylonitrile-butadiene-styrene granulate
(ABS) (en)” .............................................................................................................. 49
Figura 51 – cappa F77: il processo produttivo TRASPORTO PARTI IN ABS ....... 50
Figura 52 – cappa F77: il processo produttivo PRODUZIONE ACCESSORI PP ... 51
Figura 53 – cappa F77: il Convogliatore .................................................................. 51
Figura 54 – cappa F77: il processo produttivo PRODUZIONE CONVOGLIATORE
.................................................................................................................................. 52
Figura 55 – tipico avvitatore pneumatico (P 7bar) ................................................... 53
Figura 56 – cappa F77: AVVITATURA CONVOGLIATORE PE free e fixed
parameters................................................................................................................. 54
Figura 57 – cappa F77: AVVITATURA CONVOGLIATORE PE free e fixed
parameters................................................................................................................. 55
Figura 58 – cappa F77: il processo produttivo MOTORE ELETTRICO ................. 57
Figura 59 – cappa F77: il VETRO ............................................................................ 58
Figura 60 – cappa F77: il processo produttivo PRODUZIONE VETRO ................. 58
Figura 61 – cappa F77: dettaglio rete stirata ............................................................. 59
Figura 62 – cappa F77: il processo produttivo PRODUZIONE GRIGLIA .............. 60
Figura 63 – cappa F77: il processo produttivo FROM CRADLE TO GATE ........... 61
Figura 64 – imballo singolo prodotto ....................................................................... 62
Figura 65 – cappa F77: il processo produttivo CARTONE ...................................... 63
Figura 66 – cappa F77: il processo produttivo EPS .................................................. 64
Figura 67 – cappa F77: il processo produttivo SACCHETTO ................................. 65
Figura 68 –il processo produttivo del film di polipropilene (tecnica bolla e film) ... 65
Figura 69 – cradle / gate market use ......................................................................... 66
Figura 70 – indicazione imballaggio su pallet .......................................................... 68
Figura 71 – cappa F77: UTILIZZO free e fixed parameters ..................................... 69
Figura 72 – process plan del processo di fine vita .................................................... 70
Figura 73 – Impatti from cradle to grave IT ............................................................. 72
Figura 74 – Impatti from cradle to grave FR ............................................................ 73
Figura 75 – flusso magnetico radiale in un motore trifase a 4 poli ........................... 75
Figura 76 – collegamento a stella (a) e a triangolo (b) ............................................. 76
Figura 77 –schema di avvolgimento (a) e diagramma di sviluppo (b) per una fase
costituita da unico conduttore che produce 4 poli..................................................... 78
Figura 78 – diagramma della densità di flusso magnetico prodotto da una sola fase
composta da tre conduttori ........................................................................................ 78
Figura 79 – circuito equivalente per un motore a induzione nella condizione di
assenza di carico ....................................................................................................... 80
Figura 80 – forma d’onda della E.M.F. nelle spire di rotore e percorso della corrente
nelle spire e nelle corone di rotore (end ring) ........................................................... 83
Figura 81 – forma d’onda della corrente di rotore, E.M.F. di rotore e densità di
flusso magnetico nel traferro nella condizione di basso scorrimento ....................... 84
Figura 82 – Relazione tra coppia e velocità per bassi valori di scorrimento............. 85
Figura 83 – forma d’onda della corrente di rotore, E.M.F. di rotore e densità di
flusso magnetico nel traferro nella condizione di alto scorrimento .......................... 86
16
Figura 84 – Tipica curva completa di coppia-velocità per motori a gabbia di
scogliattolo ............................................................................................................... 87
Figura 85 – Diagrammi dei fasori di corrente e tensione .......................................... 89
Figura 86 – diagramma dei fasori ............................................................................. 90
Figura 87 – schema a blocchi generale di controllo ad inverter a frequenza variabile,
dotato di controllo della velocità tachimetrica per motori ad induzione ................... 91
Figura 88 – Tipica foma d’onda ottenuta con inverter PWM per motori ad
induzione. La frequenza fondamentale è mostrata con la linea tratteggiata ............. 94
Figura 89 – Curve caratteristiche con rapporto V/f costante .................................... 97
Figura 90 – Curve caratteristiche tipiche per motori ad induzione con inverter con
boost voltage alle basse frequenze ............................................................................ 98
Figura 91 – rappresentazione delle regioni di lavoro a coppia costante, potenza
costante ed alta velocità ............................................................................................ 99
Figura 92 – schema a blocchi ad inverter con feed-back della velocità .................. 102
Figura 93 – Disegni dimensionali tubo Venturi ...................................................... 106
Figura 94 – Wattmetro ............................................................................................ 107
Figura 95 – Banco di prova ................................................................................... 108
Figura 96 – grafico portata / pressione per la caratterizzazione del venturi............ 108
Figura 97 – caratteristica portata / pressione di un motore asincrono a condensazione
................................................................................................................................ 111
Figura 98 – Schema avvolgimento embricato ........................................................ 113
Figura 99 – inverter per le prove di sviluppo progetto ........................................... 114
Figura 100 – curva V/F di programmazione inverter ............................................. 114
Figura 101 – grafico delle prestazioni / potenza / rpm con V/f variabile del motore
trifase ver.1, condizioni di lavoro uscita libera ....................................................... 115
Figura 102 – grafico delle prestazioni / potenza / rpm con V/f variabile del motore
trifase ver.2, condizioni di lavoro uscita libera ....................................................... 116
Figura 103 – grafico delle prestazioni / potenza / rpm con V/f variabile del motore
trifase ver.3, condizioni di lavoro uscita libera ....................................................... 116
Figura 104 – grafico di confronto motori trifase H35 versioni 1,2,3 su convogliatore
TN800 ..................................................................................................................... 117
Figura 105 – grafico di confronto motori trifase H27 versioni 4,5 su convogliatore
TN900 ..................................................................................................................... 119
Figura 106 – grafico di confronto motori trifase H35 versioni 1,2,3 su convogliatore
TN900 ..................................................................................................................... 119
Figura 107 – grafico di confronto delle prestazioni scheda Spes 501.0 .................. 121
Figura 108 – disegno tecnico d’assieme del motore trifase H40 ............................ 124
Figura 109 – caratteristica portata / pressione motore trifase H40, controllo Spes
501.1 ....................................................................................................................... 127
Figura 110 – scheda di controllo ad inverter Spes 501.2 ........................................ 130
Figura 111 – disegno tecnico d’assieme del motore H50 ....................................... 131
Figura 112 – disegno tecnico rotore motore ........................................................... 131
Figura 113 – caratteristica portata / pressione motore trifase H50 ricotto – scheda
Spes 501.2............................................................................................................... 132
Figura 114 – curva caratteristica motore H50 ricotto – controllo 501.2 alla amassima
velocità ................................................................................................................... 135
Figura 115 – grafico del rendimento motore H50 ricotto – controllo 501.2 ........... 135
Figura 116 – carico BEP di riferimento .................................................................. 137
17
Figura 117 – housing faretto led ............................................................................. 138
Figura 118 – dettaglio del modulo led .................................................................... 139
Figura 119 – diagramma temperatura colore .......................................................... 139
Figura 120 – grafico lumen / tempo di vita del led ................................................. 140
Figura 121 – foto dei prototipi #1 e #2 del faretto led ............................................ 141
Figura 122 – dettaglio posizionamento termocoppia su modulo led ...................... 141
Figura 123 – foto posizionamento termocoppia e installazione su pannello truciolare
................................................................................................................................ 142
Figura 124 – punti di misura della luminosità ........................................................ 143
Figura 125 – punti di misura luminosità su piano da 90cm .................................... 144
Figura 126 – piano di taglio standard: cornice ........................................................ 152
Figura 127 – piano di taglio standard: rinforzo ...................................................... 153
Figura 128 – piano di taglio standard: mantello ..................................................... 154
Figura 129 – piano di taglio ottimizzato: rinforzo + flangia + staffa camino ......... 155
Figura 130 – piano di taglio ottimizzato: cornice + schienale ................................ 156
Figura 131 – piano di taglio ottimizzato: mantello + supporto comandi ................ 157
18
indice delle tabelle
Tabella 1 – utilizzo e scarto acciaio inox di CORNICE, MANTELLO e RINFORZO
.................................................................................................................................. 26
Tabella 2 – utilizzo e scarto acciaio inox di CORNICE, MANTELLO e RINFORZO
con nesting ................................................................................................................ 28
Tabella 3 – parametri di saldatura a TIG .................................................................. 39
Tabella 4 – elenco delle distanze europee standard .................................................. 67
Tabella 5 –Impatti from cradle to grave IT ............................................................... 71
Tabella 6 – Impatti from cradle to grave FR ............................................................. 72
Tabella 7 – numero di poli e velocità di sincronismo ............................................... 76
Tabella 8 – foglio di calcolo Venturi ...................................................................... 107
Tabella 9 – misure portata / pressione / assirbimenti elettrici del motore trifase ver.3
inverter Omron ....................................................................................................... 122
Tabella 10 – misure portata / pressione /assorbimenti elettici del ventilatore TN800 –
motore H40 – scheda Spes 501.1 alla velocità 9.................................................... 128
Tabella 11 – misure portata / pressione /assorbimenti elettici del ventilatore TN800 –
motore H40 – scheda Spes 501.1 alla velocità 8.................................................... 128
Tabella 12 – misure portata / pressione /assorbimenti elettici del ventilatore TN800 –
motore H50 ricotto – scheda Spes 501.2 alla velocità 9 ........................................ 133
Tabella 13 – misure portata / pressione /assorbimenti elettici del ventilatore TN800 –
motore H50 ricotto – scheda Spes 501.2 alla velocità 8 ........................................ 133
Tabella 14 – misure portata / pressione /assorbimenti elettici del ventilatore TN800 –
motore H50 ricotto – scheda Spes 501.2 alla velocità 4 ........................................ 134
Tabella 15 – misure prova di coppia motore H50 ricotto ....................................... 134
Tabella 16 – Tabella specifiche di programmazione firmware di controllo ........... 136
Tabella 17 – test results prova vita faretto led ........................................................ 143
Tabella 18 – misura luminosità su piano da 60cm .................................................. 144
Tabella 19 – misura luminosità su piano da 90cm .................................................. 144
Tabella 20 – Impatti from cradle to grave IT -miglioramenti nuovo motore ......... 146
Tabella 21 – Impatti from cradle to grave IT -miglioramenti led .......................... 147
Tabella 22 – Impatti from cradle to grave IT -totale miglioramenti ...................... 148
19
INTRODUZIONE
L’attività del dottorato ha avuto come obiettivo la valutazione dell’eco-efficienza
produttiva del prodotto cappa aspirante con la definizione degli interventi che
determinano la riduzione dell’impatto ambientale e permettono di qualificare il
prodotto nel mercato come un prodotto a risparmio energetico.
L’attività di studio è iniziata con l’applicazione dell’analisi LCA su una cappa
aspirante di riferimento.
L’analisi dell’impatto ambientale del ciclo vita del prodotto ha dato come risultati
complessivi:

Un modello di rappresentazione dell’impatto ambientale parametrico e
adattabile in modo estremamente semplice anche ad altri modelli di cappe
che l’azienda produce.

Ha permesso di qualificare il prodotto cappa aspirante dal punto di vista
ambientale e valutare dove è più efficace applicare le attività di
miglioramento.
Da una valutazione d'insieme delle macrofasi del ciclo di vita considerate
―Produzione-Distribuzione‖, ―Utilizzo‖ e ―Fine vita‖ si evince che la fase di
utilizzo è predominante.
In base a questi risultati sono stati definiti i progetti di riduzione del consumo
energetico quali illuminazione e sistema ventilante.
L’applicazione della metodologia LCA ha fornito un’analisi di inventario e i risultati
dell’impatto ambientale interessanti dal punto di vista scientifico che sono stati
pubblicati su rivista internazionale.
La parte del progetto che ha richiesto maggiori risorse in azienda è stato lo sviluppo
di un sistema motore trifase e controllo dedicato ottimizzato per un predefinito
ventilatore.
La novità nel settore cappe aspiranti per uso domestico è stata notevole, visto che
non esistevano soluzioni simili e non erano disponibili sul mercato inverter di
controllo parametrizzabili in modo da riprodurre le curve caratteristiche dei
ventilatori necessarie per l’applicazione.
1
Il progetto ha permesso di ottenere come labeling energetica la classe A riferita ad
ogni proposta di calcolo tutt’ora in valutazione alla commisione europea.
Il progetto è stato completamente industrializzato e i primi prodotti sono stati
venduti a settembre di quest’anno.
2
1 IMPLEMENTAZIONE DELLO
STUDIO LCA
Per affrontare lo studio del carico ambientale associato al ciclo di vita della cappa
F77 è stato necessario, innanzitutto studiare approfonditamente le norme ISO 1404X
e definire l’applicabilità al prodotto in oggetto.
Il prodotto a cui è stata applicata la metodologia LCA per valutarne l’impatto
ambientale è una cappa aspirante da cucina rappresentativa della linea Ambiente
proposta dall’azienda AIRFORCE S.r.l.
1.1 Funzionalità del prodotto
Il prodotto analizzato ha la funzione di aspirare i fumi di cottura e convogliarli verso
l’esterno attraverso una canalizzazione dell’aria, oppure di filtrare i fumi aspirati e
purificare l’aria da reimmettere nell’ambiente della cucina.
Altra funzionalità è l’illuminazione del piano cottura realizzata attraverso le lampade
a led installate nella cornice della cappa.
Vengono commercializzate vari modelli di cappe aspiranti da cucina differenti per
tipo di impiego (a muro, da incasso, ad isola), prestazioni e design.
Ogni modello è caratterizzato dai parametri prestazionali di

Portata d’aria aspirata [m3/h] alle varie velocità

Prevalenza [Pa] alle varie velocità

L’illuminamento [lux] 1

Rumore emesso [dB]
Nel progettare un modello di cappa aspirante vengono considerate dal punto di vista
funzionale le prestazioni che si vuole ottenere in termini di portata e prevalenza,
rumore emesso e sistema di illuminazione.
Oltre a questo si definisce il design che darà poi personalità al prodotto.
1
L'illuminamento è una grandezza (detta fotometrica) risultato del rapporto tra il
flusso luminoso (misurato in lumen) emesso da una sorgente e l'unità di superficie
dell'oggetto illuminato - è quindi riferita all'oggetto illuminato e non alla sorgente)
3
1.2 Scelta del modello
Nella scelta del modello da analizzare sono state prese in considerazione il mercato
di sbocco del prodotto e la funzione strategica che ha il prodotto analizzato nel
consolidamento e aumento delle quote di mercato dell’azienda nel settore delle
cappe di alto di gamma. Da uno studio dei mercati è evidente che i paesi nord
europei sono più sensibili ad apprezzare e quindi a valutare come valore aggiunto
l’ecosostenibilità visibile e dimostrabile con etichettature o dichiarazioni ambientali
eseguite secondo le normative Uni 140XX.
Il modello studiato ha come principale mercato il nord Europa.
1.2.1
Caratteristiche della cappa F77
Il modello scelto è F77 di nuova concezione rappresentativo di una nuova categoria
di prodotti ―linea Ambiente” dove le scelte costruttive e i componenti usati sono
pensati in modo attento all’impatto ambientale e consumo energetico in fase di
utilizzo.
Infatti il sistema d’illuminazione è realizzato con due faretti a led con un
assorbimento di 5W ciascuno.
Il tipo di led scelto è di ultima generazione ovvero, dove il led è costituito da una
matrice di micro led che permette di avere un’alta resa e maggiore affidabilità in
quanto la rottura di alcuni microled non comprome l’effetto luminoso del faretto.
Tipo di motore utilizzato:

modello S35 con assorbimento di 160 W
Prestazioni del gruppo motore:

Massima velocità Q = 600 m3/h alla P = 400 Pa
Illuminazione

Faretti led = 8 W
Altra caratteristica importante è data dal sistema di collegamento tra i tasti comando
e la scheda di controllo realizzato con piste conduttrici incassate sulla superficie del
vetro, riducendo al minimo i cavi di collegamento necessari.
4
Di
seguito
sono
riportate
i
disegni
di
assieme
Figura 1 – la cappa F77, vista frontale
Figura 2 – cappa F77, vista d’insieme
5
del
modello
F77:
1.3 Obiettivo di studio e scopo dell’analisi
A questo punto sono stati definiti gli obiettivi dello studio:
“analisi dell’ecosostenibilità del prodotto cappa aspirante”
L’azienda ha scelto di implementare l’analisi dell’ecosotenibilità per avere una
valutazione dell’impatto ambientale di un proprio prodotto da impiegare come base
per studi di eco-design ed eventualmente sfruttare i risultati come potenziale
strumento di marketing.
Il fatto che la LCA venga applicata a tutte le fasi di realizzazione e utilizzo del
prodotto implica che il risultato di ogni attività di eco-design data dai miglioramenti
dedotti dall’analisi di LCA avrà un impatto ambientale minore e maggiore
competitività del prodotto dal punto di vista dell’ecosostenibilità.
Infatti l’azienda potrà usare lo studio LCA per comparare gli impatti ambientali
delle differenti soluzioni e valutare se ci sono potenziali e significativi vantaggi o
svantaggi ambientali.
Inoltre la metodologia LCA permette di impostare ed eseguire una riduzione costi
mantenendo un elevato grado di qualità del prodotto.
LCA esamina il ciclo di vita del prodotto e individua dove nascono i principali
impatti ambientali. Questi impatti possono essere ridotti aumentando l’efficienza
con cui i materiali e l’energia vengono usati. L’aumento dell’efficienza delle risorse
utilizzate porta ad una riduzione nella quantità necessaria in ingresso ed una minore
produzione di rifiuti, quindi, una riduzione dei costi.
L’uso della metodologia LCA potrebbe diventare un elemento trainante per i
consumatori affinché scelgano prodotti più ecologici2 .
In questo contesto l’azienda potrebbe valutare in futuro l’etichettatura del prodotto
(eco-label) secondo gli standard europei.
Il risultato dell’analisi potrà essere comunicato ai principali clienti con la massima
trasparenza della metodologia utilizzata e dei dati considerati nell’analisi, nel
rispetto delle normative europee.
2
Fonte ecosmes.net/
6
1.3.1
Funzione, unità funzionale e flussi di riferimento
La funzione principale della cappa da cucina è aspirare i fumi di cottura attraverso
un sistema costituito da convogliatore, motore elettrico e girante che garantiscono
determinate prestazioni, a diverse velocità, di portata d’aria aspirata e prevalenza
Lo studio e quindi i flussi analizzati sono riferiti all’impatto ambientale dato da una
cappa aspirante modello F77 prodotta dall’azienda Airforce S.p.a.
1.3.2
Confine del sistema
La metodologia LCA può comprendere lo studio dalla culla alla tomba (From
cradle-to-grave) a partire dall’estrazione delle materie prime necessarie alla
creazione del prodotto e arrivare fino al momento in cui tutti i materiali che
compongono il prodotto ritornano alla terra. La metodologia LCA considera tutte le
fasi di vita di un prodotto tutte intercorrelate, cioè ritiene che da una operazione
discenda la successiva.
Il presente studio comprende lo studio dei processi che avvengono durante il ciclo di
vita del prodotto quindi dall’acquisizione delle materie prime, pre-manifattura,
manifattura, imballaggio, distribuzione, utilizzo e fine vita (cradle to grave).
Sono esclusi l’analisi del ciclo di vita dei macchinari utilizzati per la realizzazione
del prodotto.
Inoltre non sono stati analizzati alcuni componenti della cappa considerati per il
momentio di importanza secondaria quali:

La produzione delle lampade a led o alogene;

Verniciatura di una parte del vetro e le piste conduttrici
Sono stati infine esclusi i materiale di consumo che hanno un impatto inferiore al
1% in peso della cappa finita (es. viti, rivetti, scotch per imballaggio).
7
Figura 3 – il confine del sistema
8
1.4 Inventario
Per l’esecuzione della fase di inventario è stata considerata come riferimento la
distinta base del prodotto e le fasi di realizzazione di ciascun componente.
Innanzitutto sono stati raccolti i dati della produzione delle parti in acciaio e
successivamente della fase di assiemaggio della cappa.
I componenti che costituiscono il prodotto sono realizzati tutti presso fornitori
esterni, in particolare la struttura in acciaio è realizzata presso fornitori con
stabilimenti situati nei dintorni dell’azienda AIRFORCE dove la distanza massima è
di circa 5 Km.
Le parti in materiale plastico sono realizzate da fornitori con stabilimenti produttivi
distanti circa 73 km.
Il gruppo ventilante è realizzato dall’azienda Fime di Castelfidardo che dista circa
75 Km.
1.4.1
Descrizione componenti
mantello
Tipo di materiale: da foglio di
acciaio Inox AISI 430
spessore 0,6 mm
Peso: 0,736 kg
Figura 4 – cappa F77:il mantello
Taglio laser
Tempo
58 sec
N. pieghe
12
Tempo
144 sec
Saldatura a
Tig
Tempo
60 sec
Molatura
Tempo
50 sec
Satinatura
Tempo
90 sec
Piegatura
PROCESSI
PRODUTTIVI
9
rinforzo
Tipo di materiale: da
foglio di acciaio Inox
AISI 430 spessore 1,2 mm
Peso: 1,085 kg
Figura 5 – cappa F77:il rinforzo
PROCESSI
PRODUTTIVI
Taglio laser
Piegatura
Tempo
43 sec
N. pieghe
6 pieghe
Tempo
72 sec
cornice
Tipo di materiale: da foglio
di acciaio Inox AISI 430
spessore 1,2 mm
Peso: 0,903 kg
Figura 6 – cappa F77: la mantello
PROCESSI
PRODUTTIVI
Taglio laser
Piegatura
10
Tempo
38 sec
N. pieghe
9
Tempo
108 sec
collare scatola motore
Tipo di materiale: da
foglio di acciaio al
carbonio elettrozincato
spessore 0,8 mm
Peso: 1,205 kg
Figura 7 – cappa F77:il collare scatola motore
PROCESSI
PRODUTTIVI
Taglio laser
Piegatura
Tempo
31 sec
N. pieghe
6 pieghe
Tempo
72 sec
schienale
Tipo di materiale: da foglio di acciaio al
carbonio elettrozincato spessore 0,8 mm
Peso: 0,372 kg
Figura 8 – cappa F77: lo schienale
PROCESSI
PRODUTTIVI
Taglio laser
Piegatura
Tempo
20 sec
N. pieghe
0
Tempo
0
11
flangia
Tipo di materiale: da
foglio di acciaio al
carbonio elettrozincato
spessore 0,8 mm
Peso: 0,324 kg
Figura 9 – cappa F77: la flangia
PROCESSI
PRODUTTIVI
Taglio laser
Piegatura
Tempo
39 sec
N. pieghe
3
Tempo
36 sec
supporto scatola comandi
Tipo di materiale: da
foglio di acciaio al
carbonio elettrozincato
spessore 0,8 mm
Peso: 0,092 kg
Figura 10 – cappa F77:il supporto scatola comandi
PROCESSI
PRODUTTIVI
Taglio laser
Piegatura
Tempo
13 sec
N. pieghe
1
Tempo
12
12
staffa camino
Tipo di materiale: da foglio
di acciaio al carbonio
elettrozincato spessore 0,8
mm
Peso: 0,066 kg
Figura 11 – cappa F77:il la staffa camino
PROCESSI
PRODUTTIVI
Taglio laser
Piegatura
Tempo
31sec
N. pieghe
2
Tempo
24 sec
camino superiore e inferiore
Tipo di materiale: da foglio
di acciaio Inox AISI 430
Peso camino inferiore:
1,742 kg
Peso camino superiore:
1,690 kg
Figura 12 – cappa F77:il camino superiore e inferiore
PROCESSI
PRODUTTIVI
Stampaggio
Piegatura
Tempo
(stimato)
N. pieghe
Tempo
13
24 sec
10 pieghe
120 sec
scatola comandi
Tipo di materiale: da
stampaggio ABS
Peso: 0,1059 kg
Figura 13 – cappa F77: la scatola comandi
PROCESSI
PRODUTTIVI
Stampaggio ad iniezione di granuli di ABS
Avvitatura dei gusci
Tempo
5 sec
convogliatore
Tipo di materiale: da
stampaggio
POLIPROPILENE
Peso: 0,5007 Kg
Figura 14 – cappa F77:il convogliatore
PROCESSI
PRODUTTIVI
Stampaggio ad iniezione di granuli di PP
Avvitatura dei gusci
14
Tempo
5 sec
raccordo uscita aria
Tipo di materiale: da
stampaggio
POLIPROPILENE
Peso: 0,11264 Kg
Figura 15 – cappa F77:il raccordo uscita aria
PROCESSI
PRODUTTIVI
Stampaggio ad iniezione di granuli di PP
vetro
Tipo di materiale:
VETRO
Peso: 4,86 Kg
Figura 16 – cappa F77:il vetro
PROCESSI
PRODUTTIVI
Sagomatura lastra di vetro e taglio
15
gruppo motore
Figura 17 – cappa F77:il gruppo motore
tamponi imballo
Tipo di materiale: da
stampaggio
POLISTIROLO
ESPANSO
Peso: 0,141 Kg
Figura 18 – cappa F77:il tampone imballo
PROCESSI
PRODUTTIVI
Stampaggio ad iniezione di granuli di EPS
16
Imballo cartone
Tipo di materiale:
CARTONE
CORRUGATO
Peso: 3,002 Kg
Figura 19 – cappa F77: l’imballo di cartone
PROCESSI
PRODUTTIVI
FUSTELLATURA CARTONE
17
1.4.2
Descrizione processi produttivi e modalità di rilevazione
dei dati
I dati delle fasi di lavorazione delle parti in metallo che compongono l’assieme
struttura e i camini, delle operazioni di assiemaggio delle varie parti che viene
eseguito in azienda sono state oggetto di una rilevazione accurata e direttamente sul
campo.
Le informazioni sono stati sinteticamente riportati nei digrammi di flusso che
seguono.
Le fasi di lavorazione delle parti in plastica e di fabbricazione delle materie prime
(abs, polipropilene, vetro, acciaio) sono state definite a partire dalla massa e
sfruttando i processi predefiniti presenti nel database GaBi Professional ®.
Nella successiva definizione di ogni fase del ciclo di vita verranno descritti in
dettaglio i dati utilizzati.
18
Figura 20 – cappa F77: il processo produttivo ASSIEME STRUTTURA
19
Figura 21 – cappa F77: il processo produttivo ASSIEMAGGIO CAPPA
20
2 ANALISI DELL’INVENTARIO
Dopo aver impostato lo studio di LCA in termini di raccolta delle informazioni
necessarie si è pronti per iniziare l’analisi vera e propria del ciclo di vita.
Il primo passo da seguire è la modellazione dei processi (process) e dei piani (plan)
che rappresentano l’interazione tra vari processi del ciclo vita della cappa ―From
cradle to grave” della cappa studiata.
In questa fase vengono impiegati i dati rilevati nell’inventario e sfruttate le
potenzialità del software GaBi 4 Professional ®.
Infatti il database di GaBi4 Professional® contiene vari processi parametrizzati in
base all’esperienza di centri di ricerca in eco - sustainability. I processi predefiniti
possono essere utilizzati valutando la compatibilità della tecnologia studiata con la
reale applicazione.
I processi reali che non trovano riscontro nel database sono stati creati ex-novo sulla
base delle rilevazioni effettuate.
2.1 Definizione dei processi “From cradle to gate”
I processi che vanno dalla produzione delle materie prime fino al prodotto finito in
pronta consegna riguardano la produzione di:

assieme struttura

camini

parti in abs

accessori in polipropilene

convogliatore gruppo ventilante

vetro

griglia di filtraggio

imballaggio
2.1.1
Processi di realizzazione dell’assieme struttura
21
L’azienda acquista presso un fornitore con sede produttiva nelle vicinanze
dell’azienda3 le parti in metallo che costituiscono la struttura della cappa, dove
vengono
successivamente
installati
gli
altri
componenti
necessari
per
l’illuminazione, l’aspirazione dei fumi e il vetro.
Figura 22 – cappa F77: l’assieme struttura
Il semilavorato così ottenuto costituisce un assieme ed è modellabile con vari plan
dove sono legati singoli processi produttivi attraverso lo scambio di flussi di massa
ed energia.
Di seguito è riportato il plan ―ASSIEME STRUTTURA‖ che ha come ingresso la
materia prima costituita dalla massa in kg di acciaio inox ed elettrozincato. In uscita
si ha la SCOCCA che è l’assieme struttura.
Inoltre nella gestione dei flussi che attraversano i vari processi del piano è stato
rispettato il bilancio di massa tra ciò che entra, gli scarti di lavorazione e il prodotto
in uscita
Sono state trascurate le variazioni di massa date dall’aggiunta dei rivetti in alluminio
e viti in acciaio essendo inferiori all’ 1% del peso totale della cappa.
3
vicinanze dell’azienda: nel territorio fabrianese si è da tempo formato un distretto
industriale nel settore delle cappe aspiranti caratterizzato da piccole aziende
specializzate nella realizzazione dei componenti (lavorazione acciaio, plastica e
imballaggio).
22
Figura 23 – cappa F77: il processo produttivo ASSIEME STRUTTURA
23
2.1.1.1
Lavorazione acciaio INOX
I componenti di acciaio inossidabile vengono ottenuti con le operazioni di taglio
laser e piegatura a partire da fogli di spessore compreso tra 0,6 mm e 1,2 mm.
Importante dal punto di vista dell’impatto ambientale e parametro su cui l’azienda
può intervenie è la quantità di acciaio impiegato, che è analizzata inserendo nel plan
―LAVORAZIONE INOX‖ il processo di produzione dell’acciaio il cui impatto è
legato alla quantità di acciaio consumato.
La fase di produzione dell’acciaio è stata rappresentata con il process ―Stainless
sheet cold roll‖ presente nella banca dati di GABI 4 Professional®4.
Il processo scelto rappresenta sia la produzione della materia prima che il trasporto
di quest’ultima dalle acciaierie ai centri servizio che provvedono al taglio in fogli
secondo le misure standard e conferiscono la finitura superficiale richiesta 5.
L’impatto ambientale della fase di lavorazione dell’acciaio inox è funzione oltre che
dalla materia prima utilizzata, dal tipo, potenzialità e tempo di utilizzo dei
macchinari che richiedono un determinato consumo energetico.
Infatti sia il processo di taglio laser che di piegatura acquisiscono il flusso di energia
elettrica necessaria dal plan ―Power mix –IT‖ che rappresenta l’impatto ambientale
dalla produzione di energia elettrica in Italia.
4
5
The data set represents the stainless steel production in Germany based on the
main production steps which take place within an electric steelmaking plant. The
main process step hereby is the melting of stainless steel scrap in the electric arc
furnace (EAF), thus the consumed energy is mainly electric power.
The major feed stock for the EAF is stainless steel scrap, which may comprise of
scrap from inside the steelworks (e.g. cut-offs), cut-offs from steel product
manufacturers (e.g. vehicle builders) and post-consumer scrap (e.g. end of life
products). As in the integrated steel plant including blast furnaces and converters,
a slag is formed from lime to collect undesirable components in the steel. Thus
lime is an additive as well as coal (carbon) as reducing agent and alloying
elements. Oxygen lances and / or oxy-fuel burners are used to assist in the early
stages of melting.
For every material fraction the transport is considered in the data set.
Dal database documentation GaBi4 ―Stainless sheet cold roll‖: “Transports: All
relevant and known transport processes used are included. Overseas transport
including rail and truck transport to and from major ports for imported bulk
resources are included. Furthermore all relevant and known pipeline and / or
tanker transport of gases and oil imports are included.”
24
Figura 24 – power mix IT
Il database propone anche altri plan di produzione di energia in funzione del paese in
cui viene generata.
Figura 25 – cappa F77: il processo produttivo LAVORAZIONE INOX
25
Il processo ―TAGLIO LASER ― è stato creato ex-novo e prevede come flussi in
ingresso l’energia elettrica, il gas di assistenza (in questo caso azoto), l’acciaio inox
(AISI 4306) e in uscita l’acciaio lavorato.
La quantità di energia necessaria alla lavorazione dipende dal tempo di taglio e non
dalla massa del particolare ottenuto.
In questa lavorazione è fondamentale lo studio dello scarto medio che si ha perché,
come vedremo, risulta essere importante e anche oggetto di ottimizzazione nel
capitolo di Analisi e Miglioramenti.
Un primo approccio al problema dell’utilizzo dei fogli porta a calcolare tale
percentuale (e complementarmente quella scartata) prendendo i fogli di formato
standard7 e ad ottimizzarne la disposizione dei componenti. Con questa logica, per i
pezzi poco compatti come cornice, mantello e rinforzo si ottengono percentuali di
utilizzo molto basse che variano dal 46,6% al 60% con uno scarto medio per questi
tre componenti del 48,2%, come mostrato in tabella successiva:
compone sup.pez
nte
zo
CORNIC
E
MANTEL
LO
RINFOR
ZO
0,097
m²
0,156
m²
0,116
m²
formato
foglio [mm]
1000x2500
1250x2500
1000x2500
sup.
foglio
2,500
m²
3,125
m²
2,500
m²
sup. fogli
8,125 m²
n° pz x
foglio
sup.
usata
% utilizzo
foglio
%
scarto
foglio
12 pz.
1,168 m²
46,7%
53,3%
12 pz.
1,874 m²
60,0%
40,0%
10 pz.
1,165 m²
46,6%
53,4%
% utilizzo
fogli
51,8%
%
scarto
fogli
48,2%
sup. usata
4,207 m²
Tabella 1 – utilizzo e scarto acciaio inox di CORNICE, MANTELLO e
RINFORZO
Vedere le tavole dei tagli laser riportate in appendice A
6
7
AISI 430: designazione americana indicante acciaio inox ferritico contenente
0,12%C, 17% Cr. Largamente impiegato nel settore arredo per il giusto
compromesso tra qualità anticorrosive (ambiente di utilizzo aggressivo: cucina),
estetiche e costo.
formati standard dei fogli in acciaio inox sui spessori 0,6 - 1,2: 1000x2500,
1250x2500, 1500x3000 mm
26
Tali valori si ottengono collocando nel piano di taglio di ogni singolo foglio la
geometria del componente in esame e tenendo in considerazione dei rifili tecnici che
necessariamente devono essere considerati per non pregiudicare la qualità del
componente. Questi rifili sono pari a 10 mm (minimo) sul bordo esterno del foglio 8 e
indicativamente 5 mm tra un pezzo e i confinanti 9.
Nell’economia del sistema questo approccio viene ottimizzato con l’attività di
nesting10 ad opera del contista che realizza i semilavorati. Tale attività consiste nello
sfruttare gli spazi vuoti non utilizzabili inserendo particolari più piccoli che abbiano
ovviamente stesse caratteristiche (tipo materiale, finitura e spessore) del pezzo
principale.
Per considerare (anche economicamente in sede di preventivo) tale attività si
suppone utilizzato il quadrato che inscrive il componente da tagliare come oggetto
del taglio. Questo significa che se la geometria è compatta lo scarto sarà basso, se
viceversa, il componente è frastagliato, lo scarto sarà più elevato.
Di seguito sono riportati gli schemi illustrativi dell’utilizzo del materiale per i
componenti in acciaio inossidabile.
Con questa logica dai valori ottenuti in precedenza si arriva ai seguenti:
8
rifilo a bordo del foglio: i bordi dei fogli sono generalmente i più esposti a subire
danneggiamenti in manipolazione e trasporto oltre che, in casi più rari,
contaminarsi per ossidazione se non ben stoccato.
9
rifilo tra pezzi confinanti:nella tecnica del taglio laser si considera un rifilo di
qualche millimetro per tenere conto del materiale fuso dal laser (compensazione)
che è dell’ordine di qualche decimo e soprattutto nel caso di bordi soggetti a
successiva saldatura che richiedono un alta precisione di esecuzione. Tagli con
bordi in comune (con rifilo nullo) si adottano per particolari non in vista o che non
necessitano di elevata precisione.
10
nesting: letteralmente dall’inglese ―nidificazione‖ indica l’attività di sfruttamento
di uno spazio confinato (in due o tre dimensioni) da parte di oggetti aventi
dimensioni diverse. Questo tipo di attività viene eseguita per ottimizzare un foglio
da tagliare come nel caso dello studio in oggetto, ma anche nel taglio (con
fustelle) di fogli di cuoio per il comparto calzaturiero o anche nel compattare un
carico (e in questo caso abbiamo aggiunto la terza dimensione) di un container.
Quest’ultima attività, detta anche groupage (dal francese raggruppamento) è
ordinariamente effettuata da tutte le società che si occupano di logistica. Nesting e
groupage vengono eseguiti con l’ausilio di software ottimizzati e dedicati.
27
compone
nte
sup.pez
zo
CORNIC
0,097
E
MANTEL
LO
RINFOR
ZO
sup.tag
lio
scarto
rifilo tecnico
m²
0,193
m²
0,09
6 m²
49,6
%
0,156
m²
0,250
m²
0,09
3 m²
37,4
%
0,116
m²
0,188
m²
0,07
2 m²
38,2
%
scarto non
scarto
utilizzabile
utilizzabile
0,01
3 m²
6,8%
0,00
5 m²
2,4
%
0,07
8 m²
40,4
%
0,03
8 m²
15,1
%
0,00
1 m²
0,4
%
0,05
5 m²
21,9
%
0,01
0 m²
5,1%
0,00
4 m²
2,0
%
0,05
9 m²
31,1
%
0,26
0,06
0,00
0,19
0,370
0,631
1
41,4 1
9
1,5 1
totale
m²
m²
m²
%
m²
9,6% m²
%
m²
Tabella 2 – utilizzo e scarto acciaio inox di CORNICE, MANTELLO e
RINFORZO con nesting
30,3
%
Si ha cioè una riduzione degli scarti che mediamente passa dal 48,2% al 41,4%,
valore quest’ultimo che useremo nel processo di taglio laser alla voce:
“scarto_laser_x”.
Figura 26 – cappa F77: il piano di taglio CORNICE
28
Figura 27 – cappa F77: il piano di taglio MANTELLO
Figura 28 – cappa F77: il piano di taglio RINFORZO
29
Dalla tabella precedente si può notare che al netto del rifilo tecnico e dello scarto
non utilizzabile (perché generato in geometrie sconvenienti o troppo piccole), resta
ancora uno scarto considerevole, mediamente del 30,3%, che sarà oggetto di
successivo studio e miglioramento.
Oltre a ciò è stato studiato il consumo del gas di assistenza.
Nel taglio con tecnologia laser vengono utilizzati gas quali possono essere azoto o
elio quando vengono tagliati acciai inossidabili.
I gas di assistenza chiamati anche ―clean cuts‖ hanno la funzione di pulire la zona di
taglio dalle scorie ottenute dalla fusione prodotta dal fascio laser che colpisce la
superficie, di conservare la resistenza alla corrosione e garantire un taglio più
preciso.
Sulla base delle schede tecniche della macchina di taglio laser e da dati forniti dagli
utilizzatori il consumo del gas di assistenza si può stimare con un alta confidenza a 6
litri/ora in condizioni normali che equivalgono a 0,006 Nm3/h11.
Per rappresentare le caratteristiche del processo e per poter poi in intervenire su di
esse sono stati definiti opportuni parametri:
Inox_origine: quantità della materia prima utilizzata
Potenza_laser = 50 kW data dalla potenza della macchina utilizzata
ottenuta dalla somma della potenza assorbita dalla
sorgente e dai componenti di servizio necessari al
movimento della testa per il taglio, carico scarico fogli,
aspiratore, e dall’unità di raffreddamento.
Scarto_laser_x = impostato al 41,4%
Tempo di taglio = 139 sec (così definito dai programmi macchina)
Consumo_N2 = 0,006 Nm3/h
Attraverso i free paramtres si calcolano i le grandezze derivate che sono:
L’energia necessaria per il taglio dei componenti in funzione del tempo di
lavorazione
11
I dati dei flussi di gas sono rapportati all’unità di volume standard Nm3, ovvero al
volume che occuperebbe la stesse quantità di gas alle condizioni normali T = 273,15
K e P = 100 kPa
30
Energia_laser = (Potenza_laser*Tempo_taglio)/1000
[MJ]
La parte di materia prima scartata e utile
INOX_scarto = INOX_origine-INOX_utile
[kg]
INOX_utile =INOX_origine*(1-scarto_laser_x) [kg]
Il consumo di azoto
N2 = (CONSUMO_N2/3600) * Tempo_taglio [Nm3]
Free and Fixed Parameters del processo taglio laser:
Figura 29 – TAGLIO LASER INOX – free parameters
Flussi in ingresso e uscita:
Figura 30 – TAGLIO LASER INOX – flussi in ingresso e uscita
2.1.1.2
Piegatura acciaio Inox
Per definire la piegatura è stato sfruttato il processo ―Steel stamping and banding‖
presente nel database di GaBi 4 Professional ® dove sono stati aggiunti dei parametri
per caratterizzare la lavorazione e legarla al tipo di macchina e al tempo.
NUM_pieghe_x : Numero pieghe da eseguire
Potenza_pieg : 10 kW
31
È stato necessario considerare il valore medio delle
potenze delle piegatrici utilizzate in quanto le lavorazioni
sono realizzabili in varie macchine non definibili a priori.
La media è stata calcolata su un parco macchine
composto da piegatrici da 5,0 kW, 10 kW, 15 kW.
Tempo_piega: 12 sec.
Il tempo di piega è stato impostato a 12 sec, prendendo di
riferimento le specifiche tecniche della macchina dove è
indicata la frequenza di piega pari a 0,083 sec-1
In questo modo è possibile calcolare l’energia necessaria per eseguire ogni piega
Energia_piega = Potenza_pieg * NUM_pieghe_x [kJ]
e complessivamente per l’intero processo di piegatura
Energia_piegatura = (Energia_piega*NUM_pieghe)/1000 [MJ]
Nel plan di ―PRODUZIONE INOX‖ è aggiunto il modulo ―Power Mix –IT‖ che
rappresenta l’impatto ambientale dalla produzione di energia elettrica in Italia, che è
completamente rappresentativo in questo caso in quanto l’officina di lavorazione è
allacciata alla rete elettrica nazionale.
Figura 31 – PIEGATURA ACCIAIO INOX
2.1.1.3
Produzione Acciaio Elettrozincato
Il plan che rappresenta la produzione di acciaio elettrozincato è stato definito con
criteri simili a quelli del plan di produzione delle parti in acciaio INOX sopra
descritto.
I componenti di acciaio elettrozincato vengono ottenuti con le operazioni di taglio
laser e piegatura da fogli di spessore 0,8 mm.
32
Anche in questo caso le operazioni vengono eseguite presso lo stesso fornitore delle
lavorazioni inox dove sono stati rilevati i dati relativi ai macchinari utilizzati e ai
tempi di lavorazione.
Figura 32 – cappa F77: il processo produttivo LAVORAZIONE
ELETTROZINCATO
Il plan è costituito dal processo ―Steel sheet 0,75mm el. Zinc. Plated (0.01mm, 2s)
che descrive il processo di produzione dell’acciaio elettrozincato fornito in fogli di
spessore 0,75 mm con elettrozincatura su entrambe le facce di spessore 0.01mm.
Le informazioni sulla correttezza dell’utilizzo del processo sono stato verificate
consultando la documentazione fornita a corredo dal database.
33
Figura 33 – diagramma di flusso della produzione dell’acciaio elettrozincato 12
Il processo di TAGLIO LASER per acciaio elettrozincato è eseguito su una
macchina uguale a quella citata per l’acciaio inox a differenza del gas di assistenza
che in questo caso è l’ossigeno.
Oltre alla funzione di assistenza al taglio, l’ossigeno contribuisce alla fusione del
materiale nella zona di incidenza del fascio laser, infatti dal suo contatto con il
12
fonte: database documentation Gabi 4 Professional®
34
metallo fuso si ha una reazione di ossidazione esotermica che fornisce una
consistente quota di energia per il taglio 13.
In questo tipo di applicazione è consentito l’utilizzo di ossigeno perché la precisione
di taglio ottenuta è adeguata alle tolleranze richieste per i componenti 14.
Dallo studio del processo e dalle schede tecniche della macchina di taglio laser il
consumo di ossigeno si può stimare con un alta confidenza a 1000 litri/ora in
condizioni normali che equivalgono a 1,00 Nm3/h15.
Il processo è parametrizzato sulla base di:
Inox_origine: quantità della materia prima utilizzata [kg]
Potenza_laser = 50 kW data dalla potenza della macchina utilizzata ottenuta
dalla somma della potenza assorbita dalla sorgente, dai
componenti di servizio necessari al movimento della testa
per il taglio, carico scarico fogli, aspiratore, e dall’unità
di raffreddamento.
Scarto_laser_x = impostato al 25%
Tempo di taglio = 134 sec (così definito dai programmi macchina)
Consumo O2 = 1,00 Nm3/h
Attraverso i free paramtres si calcolano i le grandezze derivate che sono:
L’energia necessaria per il taglio dei componenti in funzione del tempo di
lavorazione
Energia_taglio = (Potenza_laser*Tempo_taglio)/1000 [MJ]
La parte di materia prima scartata e utile
FeZn_scarto = FeZn_origine-FeZn_utile
FeZn_utile =
[kg]
FeZn_origine*(1-scarto_laser_x) [kg]
13
Da considerare che il calore generato per ossidazione può distorcere il pezzo e
rovinare i rivestimenti superficiali
14
Tolleranze dimensionali: i componenti interni (elettrozincati) non hanno una
primaria funzione estetica e sono assiemati con tecniche (rivettatura) che
consentono un maggiore tolleranza geometrica, viceversa, i componenti in acciaio
inox hanno bisogno di una elevata precisione per avere un accoppiamento a vista
privo di difetti,
15
I dati dei flussi di gas sono rapportati all’unità di volume standard Nm3, ovvero al
volume che occuperebbe la stesse quantità di gas alle condizioni normali T =
273,15 K e P = 100 Kpa
35
Il consumo di ossigeno
O2 = (CONSUMO_O2/3600) * Tempo_taglio
[Nm3]
Il processo di PIEGATURA è lo stesso del plan di produzione dell’acciaio Inox,
parametrizzato in funzione del tempo di lavorazione e della potenza dei macchinari.
Infatti è possibile impostare complessivamente nel plan di LAVORAZIONE INOX
e LAVORAZIONE ELETTROZINCATO i seguenti parametri (free) come illustrati
nella figura segente:
Figura 34 – cappa F77: LAVORAZIONE ELETTROZINCATO free e fixed
parameters
2.1.1.4
Saldatura a TIG
Come descritto nel flusso di realizzazione del prodotto, le parti ottenute dal taglio
laser e dalla piegatura vengono assiemate con il processo di saldatura a TIG e
rivettatura.
In particolare sul mantello viene eseguita una saldatura a tig negli angoli per
chiudere i lati già piegati.
36
Figura 35 – cappa F77: dettaglio saldatura
L’operazione è realizzata senza l’impiego di materiale di riporto perché è sufficiente
la fusione dei lembi.
La lavorazione è stata rappresentata adattando il processo di saldatura previsto nel
database ―Steel sheet (1 to 4mm) MIG welding‖, dove è stato personalizzato il
consumo di energia elettrica in base ai parametri di saldatura (tensione e corrente) ed
eliminato dal processo base il consumo di metallo in quanto l’elettrodo utilizzato è
di tungsteno e non consumabile (almeno in una prima approssimazione).
Il processo di saldatura a TIG
16
richiede l’impiego di un gas inerte, in questo caso
viene utilizzato l’argon.
Il process ―Steel sheet (1 to 4mm) MIG welding‖ prevede già il flow di argon in
funzione della lunghezza del cordone di saldatura eseguito.
Si prevede il consumo di 0,027283 kg di Ar ogni metro lineare di saldatura.
Considerando che la nostra saldatura ha una lunghezza che di circa 10 cm è ovvio il
calcolo del consumo di gas:
Ar = CONSUMO_Ar*Lunghezza_sald = 0,0027283 kg
Per valutare l’impatto della produzione di argon è stato inserito nel plan il process
“Argon liquid PE” che è stato definito sulla base del processo Linde per
l’ottenimento dell’Argon dall’aria17.
16
TIG: Tungsten Inert Gas è eseguita con elettrodo di tungsteno con gas inerte
ARGON.
37
Figura 36 – diagramma di flusso produzione dell’argon
Nel calcolo del consumo energetico è stata aggiunta l’energia necessaria
all’aspiratore che deve restare in funzione per eliminare dall’ambiente di lavoro i
fumi che si generano nella saldatura.
Figura 37 – saldatrice portatile
Parametri di saldatura
TENSIONE
100 V
CORRENTE
17
160 A
FONTE Database Documentation GaBi 4: The LINDE process is the dominant
process for cryogenic air fractionation worldwide. Air is first liquefied by cooling
and compression, then fractionated by distillation. Nitrogen, oxygen and argon are
produced both in their gaseous and liquid form
38
Tabella 3 – parametri di saldatura a TIG
Il processo è parametrizzato in funzione del tempo di lavorazione, della lunghezza di
saldatura e della potenza elettrica utilizzata
Potenza  Tensione _[V ] * Corrente _[ A]  100 _ V *160 _ A  1,6KVA
Il componente saldato dovrà poi essere molato e satinato per conferire al prodotto le
caratteristiche estetiche richieste.
Sia il processo di molatura che di satinatura è stato creato ex-novo con i dati rilevati
nel reparto di carpenteria del fornitore.
2.1.1.5
Molatura
L’operazione di molatura viene eseguita con una levigatrice a banda stretta di tipo
pneumatico.
Pressione aria = 6
bar
Figura 38 – mola a banda stretta utilizzata per la molatura
L’aria compressa che ha la funzione di fornire energia meccanica di pressione che
viene generata da un impianto centralizzato costituito da un compressore alimentato
da energia elettrica.
Per rappresentare questa fase è stato utilizzato il process ―GLO: Compressed air 7
bar (low power consumption) PE [b]‖ che permette di ottenere aria compressa a 7
bar.
In base ai dati riportati sui data sheet delle levigatrice pneumatiche con potenza di
370 W è stato ricavato il consumo di aria alla pressione di 6 bar che è pari a 0,66
m3/min. (Vedere relativa scheda tecnica in appendice).
I flows utilizzati dai process sono indicati in Nm3 per tanto è necessaria la
conversione del valore m3/min in Nm3/min utilizzando la relazione derivata
dell’equazione di stato dei gas perfetti:
39
Q0 [Nm3/sec] = Qu [m3/sec] * Pu * T0 / (P0 * Tu)
Q0 [Nm3/sec] = portata di aria nelle condizioni normali
Qu [m3/sec] = portata di aria nelle condizioni di utilizzo
T0 [K] = 273, 15 K (temperatura alle condizioni normali)
Tu [K] = 273,15 + 20 = 293,15 K (alle condizioni di
utilizzo)
P0 [Mpa] = 0,1 MPa (pressione alle condizioni normali)
Pu [Mpa] = 0,6 MPa (pressione nelle condizioni di utilizzo)
3
Si ricava che 0,66 m /min equivalgono a 3,689 Nm3/min ovvero 0,061 Nm3/sec.
Figura 39 – cappa F77: MOLATURA CAPPA PE parameters
La generazione di aria compressa è stata legata al process ―Compress air 7 bar‖
predefinito nella banca dati di Gabi 4 Professional® considerando che la macchina
utilizzatrice richiede 6 bar in ingresso forniti da un impianto di distribuzione aria
alimentato ad una pressione più alta.
A questo punto conoscendo la quantità di aria consumata ad ogni secondo è
possibile risalire al consumo di energia elettrica richiesta al compressore grazie al
process ―Compress air 7 bar‖ 18.
18
fonte Database documentation Gabi 4 Professional®: The data set describes the
production of compressed air. Commonly either screw-type-compressors or piston
compressors are used. The electricity consumption of the compression depends
40
2.1.1.6
Satinatura
Il processo di satinatura è riassunto dal modulo SATINATURA CAPPA dove è stato
definito il parametro di potenza della satinatrice utilizzata di 2,5 kW.
2.1.1.7
Rivettatura
Tutte le parti ottenute sia dalla piegatura che dalla satinatura vengono assiemate
attraverso la rivettatura.
Anche il processo di rivettatura è stato creato ex-novo ed in questo caso vengono
utilizzate rivettatrici pneumatiche alimentate dall’impianto di aria compressa
dell’azienda.
Figura 40 – tipica rivettatrice pneumatica (P aria = 6bar)
Una volta uniti i componenti si ottiene l’ASSIEME STRUTTURA, che viene
trasportato in azienda per poi completare il prodotto con le altre parti.
Come nella precedente lavorazione, l’aria compressa necessaria viene generata da un
impianto centralizzato.
In base ai dati riportati sui data sheet delle rivettatrice è stato ricavato il consumo di
aria alla pressione di 6 bar che è pari a 2,5 litro/ciclo.
Anche in questo caso è necessario convertire il consumo di in Nm 3/ciclo utilizzando
la seguente relazione derivata dell’equazione di stato dei gas perfetti dove possiamo
calcolare un fattore di trasformazione tra litri/ciclo e Nlitri/ciclo:
Fattore conversione = Pu*T0 / P0 *Tu = 5,517
Qu [m3/sec] = portata di aria nelle condizioni di utilizzo
mainly on the respective pressure stage. The pressure stages 7 bar, 10 bar and 14
bar, which are usual, are modelled.
41
T0 [K] = 273, 15 K (temperatura alle condizioni normali)
Tu [K] = 273,15 + 20 = 293,15 K (temperatura di utilizzo)
P0 [Mpa] = 0,10133 MPa (pressione alle condizioni normali)
Pu [Mpa] = 0,6 Mpa (pressione nelle condizioni di utilizzo)
2,5 [l/ciclo] * 5,517 [Nl/l]= 13,7925 Nl/ciclo
13,7925 [Nl/ciclo] / 1000 = 0,0137925 Nm3/ciclo
Di seguito è riportato i free parameter del processo:
Figura 41 – cappa F77: RIVETTATURA CAPPA PE free parameters
La produzione di aria compressa è rappresentata dal process ―Compress Air 7 bar‖.
Pertanto stimando la quantità di aria utilizzata per inserire ogni rivetto si desume
l’energia necessaria al processo di rivettatura.
2.1.1.8
Insertatura
La fase di insertatura è necessaria per inserire i 6 inseriti M6 su cui andrà fissato il
vetro della cappa.
Il processo richiede un’insertatrice pneumatica alimentata dall’aria compressa
dell’impianto di stabilimento.
I data sheet delle insertatrici utilizzate indicano un consumo di 8,5 litri/ciclo a 6 bar.
Come nella rivettatura è stata convertita la portata in Nm3/ciclo
Fattore conversione = Pu*T0 / P0 *Tu = 5,517
Qu [m3/sec] = portata di aria nelle condizioni di utilizzo
T0 [K] = 273, 15 K (temperatura alle condizioni normali)
Tu [K] = 273,15 + 20 = 293,15 K (temperatura di utilizzo)
42
P0 [Mpa] = 0,10133 MPa (pressione alle condizioni normali)
Pu [Mpa] = 0,6 MPa (pressione nelle condizioni di utilizzo)
8,5 [l/ciclo] * 5,59 [Nl/l]= 47,52 Nl/ciclo
47,52 [Nl/ciclo] / 1000 = 0,00475 Nm3/ciclo
Figura 42 – tipica insertatrice pneumatica (P aria = 6bar)
2.1.1.9
Trasporto carpenteria
Il plan ―ASSIEME STRUTTURA‖ contiene anche il processo trasporto
parametrizzato in base alla distanza che dovrà percorrere il camion di circa 5 Km e
dalla percentuale di utilizzo della capacità di carico.
In base alle informazioni rilevate vengono utilizzati camion di piccole dimensioni
paragonabili a truck con capacità di carico 3,3 tonnellate per short distance.
È stato ipotizzato una percentuale di utilizzo della capacità di carico in peso del 90%
in quanto il camion viaggia praticamente sempre a pieno carico.
Inoltre il processo per essere completamente definito richiede anche di indicare i tipi
di strade che vengono percorse:

All’interno di una città/centro abitato

Autostrade

Fuori centri abitati
43
Nel nostro caso la strada percorsa è per il 80% simile alle strade ―within town‖, 20%
simile alle strade ―outside of town‖.
Figura 43 – cappa F77: TRASPORTO CARPENTERIA
2.1.2
Produzione camini
L’azienda acquista da un fornitore anche i camini superiore e inferiore che
completano la cappa.
Il fornitore di riferimento ha sede nelle vicinanze dell’azienda e dista circa 10 Km.
Per produrre i camini vengono utilizzati dei fogli di acciaio inossidabile già tagliati a
misura per ottenere un camino, ciascun foglio subisce un’operazione di stampaggio
e una seguente piegatura così da conferire al prodotto la forma finale
44
Figura 44 – cappa F77: Camino inferiore e camino superiore
Il processo complessivo di produzione dei camini comprensivo del trasporto fino
all’azienda è stato rappresentato nel seguente diagramma di SANKEY:
Escluso il trasporto dell’acciaio dal
centro servizi al fornitore
Figura 45 – cappa F77: il processo produttivo PRODUZIONE CAMINI
45
2.1.2.1
Stampaggio e piegatura camini
Il processo di stampaggio è stato riprodotto utilizzando il porcess ―Steel sheet
stamping and bending (5% loss)‖ così come è proposto nel database GaBi 4
professional®.
Il processo è stato scelto verificando caratteristiche tecniche con cui è stato definito
il processo, dove è specificato che la tipica applicazione è la produzione di fogli di
metallo per elettrodomestici.
La fase successiva di piegatura richiama il processo di piegatura parametrizzato in
funzione del numero di pieghe da realizzare già utilizzato nelle altre lavorazioni di
piega.
2.1.2.2
Trasporto camini
Il plan ―PRODUZIONE CAMINI‖ contiene anche il processo trasporto
parametrizzato, in base alla distanza che dovrà percorrere il camion di circa 10 Km
e dalla percentuale di utilizzo della capacità di carico.
Generalmente vengono utilizzati camion di medie dimensioni paragonabili al truck
con capacità di carico di 9,3 tonnellate.
È stata ipotizzata una percentuale di utilizzo della capacità di carico standard e una
percorrenza di strade within town per 70% e per un 30% outside town.
Figura 46 – cappa F77: il processo produttivo PRODUZIONE
CAMINI
Anche in questo caso il processo di trasporto viene alimentato dal flusso di gasolio
prodotto da raffinerie del territorio europeo.
46
2.1.3
Produzione parti ABS
La produzione di parti in ABS è eseguita da fornitori esterni. L’attività richiede
l’acquisto di materia prima in granuli e il successivo stampaggio per ottenere la
SCATOLA COMANDI.
Figura 47 – cappa F77: Scatola Comandi
Successivamente la scatola in due gusci separati viene trasportata dal fornitore che
dista circa 73 Km fino in azienda a Fabriano.
Figura 48 – cappa F77: il processo produttivo PRODUZIONE PARTI ABS
47
2.1.3.1
Produzione di ABS
L’impatto del processo di produzione della materia prima attraverso i processi che
sono di seguito schematizzato è contenuto nel process “Acrylonitrile-butadienestyrene granulate (ABS) (en)” dove gli impatti ambientali e il consumo energetico
sono rapportati alla quantità prodotta.
Figura 49 – diagramma di flusso della produzione di plastica
48
Figura 50 – schema processo produttivo “Acrylonitrile-butadiene-styrene
granulate (ABS) (en)” 19
In questa fase non è stato considerato il trasporto della materia prima in granuli dal
produttore all’azienda che esegue lo stampaggio.
2.1.3.2
Stampaggio SCATOLA COMANDI
Lo stampaggio del polimero è eseguito con presse ad iniezione ed è stato utilizzato il
process ―Plastic injection moulding part (unspecific) che in generale rappresenta la
fase di stampaggio.
Il processo richiede in ingresso i flussi:

di energia elettrica fornito dal plan process ―POWER-mix IT‖ che
rappresenta la produzione di energia elettrica in Italia

di materia prima in granuli che proviene dal process ―Acrylonitrilebutadiene-styrene granulate (ABS) (en)”
19
fonte: Eco-profiles of the European Plastics Industry - Acrylonitrile-Butadiene-
Styrene Copolymer (ABS)
Database documetation GaBi 4
49
2.1.3.3
Trasporto scatola comandi
Il plan ―PRODUZIONE PARTI ABS‖ contiene anche il processo trasporto ―Truck
12-14 t total cap. / 9,3t payload / Euro 3 TRASPORTO PARTI IN ABS”.
In quanto, generalmente vengono utilizzati camion di medie dimensioni,
paragonabili al truck con capacità di carico di 9,3 tonnellate.
Il processo di trasporto è stato parametrizzato con i seguenti dati:

Distanza =73 Km (sola andata)

% di payload sfruttata = 0,7

Percentuale delle strade percorse within town = 0,5

Percentuale delle strade percorse outside town = 0,5
È stata ipotizzata una percentuale di utilizzo della capacità di carico del 70%, una
percorrenza di strade within town per 50% e per un 50% outside town.
Figura 51 – cappa F77: il processo produttivo TRASPORTO PARTI IN ABS
Anche in questo caso il processo di trasporto viene alimentato dal flusso di gasolio
prodotto in Europa.
2.1.4
Produzione accessori PP
La produzione delle parti in polipropilene che sono il raccordo uscita aria e il
raccordo filtrante sono prodotte con le stesse metodologie descritte nella produzione
di ABS, con la differenza che il plan contiene il process per la produzione di granuli
di PP.
Anche la fase di trasporto è sostanzialmente la medesima in quanto generalmente i
pezzi sono prodotti dallo stesso fornitore delle parti in ABS.
50
Escluso il trasporto del PP in granuli
dal
produttore
all’impianto
di
stampaggio
Figura 52 – cappa F77: il processo produttivo PRODUZIONE ACCESSORI PP
2.1.5
Produzione Convogliatore
La produzione del convogliatore e della girante entrambi costituiti in polipropilene è
stata tradotta in un plan che contiene le fasi di produzione a partire dalla
fabbricazione dei granuli di PP polipropilene.
Figura 53 – cappa F77: il Convogliatore
51
L’intero processo è rappresentato dal plan seguente:
Escluso il trasporto del PP in granuli
dal
produttore
all’impianto
di
stampaggio
Figura 54 – cappa F77: il processo produttivo PRODUZIONE
CONVOGLIATORE
2.1.5.1
Produzione PP granulato
La produzione del PP in granuli è tradotta in questo studio con il process
―Polypropylene granulate mix (PP) (en)‖
20
rappresentativo della produzione dei
granuli.
20
Fonte database information GaBi 4: “The basis for the production of
polypropylene is crude oil. Polypropylene is polymerised from propene (propylene),
which is extracted by cracking naphtha or gas oil in a steam-cracker. PP is
produced in a low-pressure process. For polypropylene many different
polymerisation processes exist, such as solution polymerisation, bulk polymerisation
in liquid propene (propylene), and several gas-phase processes. Here a 50:50
combination by weight of two gas phase processes, the gas phase process in a
fluidised bed reactor and a gas phase process in a vertical reactor because of their
industrial importance is regarded. The gaseous propene (propylene) enters the
reactor through a distributor plate which provides an even distribution of gas and
must also prevent powder falling through when the gas flow is stopped. The fluidised
bed functions more or less as a continuous stirred-tank reactor in which mass
transfer provides back mixing of material and heat throughout the reactor. There is
52
Il termine ―mix‖ indica che all’interno del processo sono considerati granuli PP
prodotti in vari paesi Europei compresa la stima del trasporto che sarebbe
mediamente necessario per la produzione.
2.1.5.2
Stampaggio CONVOGLIATORE E GIRANTE
Lo stampaggio del polipropilene è eseguito, in prima approssimazione con presse ad
iniezione ed è stato utilizzato, anche in questo caso, il process ―Plastic injection
moulding part (unspecific) che in generale rappresenta la fase di stampaggio.
Il processo richiede in ingresso i flussi:

di energia elettrica fornito dal plan process ―POWER mix IT‖ che è la
produzione di energia elettrica in Italia

di materia prima in granuli che proviene dal process ―Polypropylene
granulate mix (PP) (en)”
2.1.5.3
Avvitatura CONVOGLIATORE
Il convogliatore (completo di scatola collegamenti) è costituito in polipropoline e
composto da più parti che vengono unite con 17 viti utilizzando avvitatori
pneumatici.
L’avvitatore applica una coppia per serrare le viti sfruttando l’energia meccanica
fornita dall’aria compressa. Dai dati ottenuti dalla consultazione di manuali tecnici e
cataloghi degli avvitatori pneumatici si può stimare un consumo di aria pari a 5 l/sec
alla pressione di 7 bar.
Esempio di avvitatore pneumatico:
Figura 55 – tipico avvitatore pneumatico (P 7bar)
an up-flow at the centre and down-flow at the walls. The conversion per pass is
approx. 2 % for PP. The mixes are consumption mixes. The German mix represents
the main import structure of the accordant plastic materials”.
53
Il processo di avvitatura è stato creato ex-novo e per essere definito è necessario
indicare il numero di viti, il consumo di aria al secondo e il tempo per avvitare una
singola vite.
In base ai dati riportati sui data sheet dell’avvitatore pneumatico è stato ricavato il
consumo di aria alla pressione di 7 bar che è pari a 5,00 litro/sec.
Anche in questo caso è necessario convertire il consumo di in Nm3/sec utilizzando il
seguente fattore di trasformazione tra litri/sec e Nlitri/sec:

Fattore conversione = P1*T0 / P0 *T1 = 6,43
Q1 [m3/sec] = portata di aria nelle condizioni di utilizzo
T0 [K] = temperatura di 273, 15 K
T1 [K] = 273,15 + 20 = 293,15 K
P0 [Mpa] = pressione alle condizioni normali 0,10133 MPa
P1 [Mpa] = pressione nelle condizioni di utilizzo 0,7 Mpa
5,00 [litri/sec] * 6,43 = 32,15 Nl/sec
32,15 [Nl/sec] / 1000 = 0,03215 Nm3/sec
Figura 56 – cappa F77: AVVITATURA CONVOGLIATORE PE free e
fixed parameters
2.1.5.4
Trasporto CONVOGLIATORE
La ―PRODUZIONE CONVOGLIATORE‖ termina con il processo trasporto ―Truck
20 - 26 t total cap. / 17,3 t payload / Euro 3‖ dove viene di solito utilizzato un gran
volume navetta tra le due aziende.
Il processo di trasporto è stato parametrizzato con i seguenti dati:

Distanza =75 Km (sola andata)

% di payload sfruttata = 0,7
54

Percentuale delle strade percorse within town = 0,5

Percentuale delle strade percorse outside town = 0,5
2.1.5.5
Motore elettrico
Lo studio del motore elettrico, realizzato da un fornitore esterno,è stato eseguito
analizzando i materiali e i pesi che compongono le varie parti e stimando, gli
assorbimenti delle macchine utilizzate nelle varie fasi di produzione.
Figura 57 – cappa F77: AVVITATURA CONVOGLIATORE PE free e fixed
parameters
Lo statore è composto da una serie di lamierini in acciaio sovrapposti di forma tale
da creare delle cave dove sono inseriti gli avvolgimenti in rame opportunamente
isolati.
Le
macchine
avvolgitrici
che
preparano
le
bobine
degli
avvolgimenti
successivamente inserite nel pacco lamellare o le bobinatrici che provvedono ad
avvolgere direttamente i fili di rame all’interno delle cave dello statore isolando gli
avvolgimenti dai lamierini richiedono una potenza elettrica media di 10 kW.
Conoscendo la velocità media di avvolgimento delle macchine automatiche (circa
1000 giri/min) e il numero di giri di ogni avvolgimento (circa 300) è stato stimato il
tempo di avvolgimento dell’armatura statorica in 90 sec.
55
I processi di preparazione dei lamierini sia dello statore che del rotore sono stati
modellati utilizzando i processi previsti all’interno del database di Gabi 4
Professional® utilizzando il process ―Steel sheet stamping and bending (5% loss)‖ in
quanto sono ottenuti da operazioni di punzonatura (stampaggio) da foglio di acciaio.
―Steel sheet stamping and bending (5% loss)‖ per la produzione dei lamierini e dal
process ―Aluminium die-cast part‖22 per l’iniezione dell’alluminio.I corpi cuscinetto
sono ottenuti per pressofusione di alluminio e modellati con il process ―Aluminium
die-cast part‖.
La fase finale di assiemaggio riguarda la chiusura del rotore sullo statore e i corpi
cuscinetto che completano il motore elettrico.
Le parti in polipropilene utilizzate tra i corpo cuscinetto inferiore e superiori sono
ottenute per stampaggio a partire dalla materia prima in granuli e sono rappresentate
con il process ―Platic injection moulding part‖ già utilizzato in tutti i precedenti
processi di stampaggio plastica.
Di seguito è riportato il diagramma della modellazione.
21
fonte Database documentation Gabi 4 Professional®: This data set includes the
copper mix of Germany. The copper ore is already processed in different mines in
Northern America, Central and South America as well as Australia, Africa and
Asia to the copper concentrate which approximately contains about 30% copper.
The copper feed undergoes a converter process and is refined by electrolysis,
producing copper electrodes. It is then cast either into continuous wire or billets.
For the production of strips cakes are molten and brought into the new form by
rolling, pickling, and annealing. Shaped wires for special purposes are produced
by sawing, hot pressing, pickling and annealing of copper billets.
22
fonte Database documentation Gabi 4 Professional®: Aluminium (normally
recasted Aluminium) is warmed up to its smelting temperature in a glory-hole and
further on feeded into the pressure casting machine. The cavity void is filled up
with metal after closing the two tool parts. Cooling water lowers the temperature
of the part depending on its geometry and qualities and the tool can be opened.
The part is taken from the cavity and the feed head and burr is removed.
56
Figura 58 – cappa F77: il processo produttivo MOTORE ELETTRICO
57
2.1.6
Produzione Vetro
La cappa F77 è costituita anche da una parte con funzione estetica e strutturale in
vetro.
Figura 59 – cappa F77: il VETRO
Nel plan sono descritte le fasi di produzione della lastra di vetro e il trasporto fino
all’azienda.
Per la produzione è stato utilizzato il process ―RER: flat glass, uncoated, at plant‖
Figura 60 – cappa F77: il processo produttivo PRODUZIONE VETRO
58
Il process di trasporto del vetro è stato scelto sulla base del camion con capacità di
carico di 9,3 tonnellate che percorre una distanza di circa 10Km, che per 80%
attraversa la città di Fabriano e per 20% al di fuori, con una percentuale di carico del
85%.
2.1.7
Produzione griglia
La cappa prevede, nel lato esposto al piano cottura, l’inserimento di un filtro-griglia
composto da sei strati di rete di alluminio racchiusi in una griglia metallica.
La rete ha la funzione di filtrare le particelle di grasso o altre sostanze solide presenti
nei fumi di cottura dei cibi.
Figura 61 – cappa F77: dettaglio rete stirata
Il processo di produzione della rete di alluminio prevede varie lavorazioni a partire
dal foglio di alluminio in coils.
Le lavorazioni necessarie richiedono l’utilizzo di una pressa stiralamiera che esegue
il taglio e la stiratura
dell’alluminio e determina la forma della rete, di una
spianatrice e una cesoia (longitudinale e trasversale) dove la rete viene tagliata a
misura.
59
Una volta preparati i fogli di rete essi vengo pressati all’interno del telaio della
griglia che in questo caso è costituito di acciaio inossidabile 23.
Mediamente le macchine necessarie per la fabbricazione della rete stirata
complessivamente richiedono una potenza elettrica di circa 20 kW.
Il tempo medio di produzione è stato stimato a 60 mt/h di rete stirata da cui si può
dedurre il consumo energetico.
Ipotizzando di utilizzare un coil d’alluminio con altezza 1200 mm, sono necessari
1200 mm X 1200 mm di rete per produrre un filtro, quindi con un tempo medio
della macchina stiralamiera di 72 sec.
Il processo è stato rappresentato con un tempo ciclo di 90 sec considerando anche il
tempo di assiemaggio con il telaio in acciaio inox.
Le lavorazioni di taglio laser sono state stimate sulla base dei dati raccolti a tutte le
altre lavorazioni di taglio già analizzate
Figura 62 – cappa F77: il processo produttivo PRODUZIONE GRIGLIA
23
Le informazioni del processo di produzione della griglia sono state stimate da
colloqui con le aziende che producono rete stirata per filtri.
60
2.1.8
Assiemaggio cappa F77
Il processo di avviatatura è la parte più importate del plan che riassume tutte le fasi
di produzione dei componenti perché attraverso i parametri ―free‖ si definiscono
tutti i flussi di massa e quindi di energia dei processi a monte.
I parametri utilizzati sono gli stessi adottati nella precedente modellizzazione del
processo di avvitatura dove il consumo di energia è legato all’utilizzo di aria
compressa:

5,00 [litri/sec] * 6,43 = 32,15 Nl/sec

32,15 [Nl/sec] / 1000 = 0,03215 Nm3/sec
Figura 63 – cappa F77: il processo produttivo FROM CRADLE TO GATE
61
2.1.9
Imballaggio cappa F77
Il process ―Imballaggio cappa‖ rappresenta il momento di unione delle varie parti
dell’imballaggio costituito dal cartone esterno e interno, dal sacchetto protettivo e
dai cuscini di polistirene espanso.
Le varie parti vengono composte come nell’immagine seguente:
Cartone
Cartone Ondulato Strutturale
Cuscini in Eps
Figura 64 – imballo singolo prodotto
I componenti sono realizzati con processi differenti descritti su plan separati.
2.1.9.1
CARTONE
La produzione del cartone è rappresentata dal process ―Corrugated cardboard‖.
Purtroppo non sono disponibili accurate informazioni sullo studio eseguito per
definire il processo nella database documentation, ma si può ritenere che la tecnica
di fabbricazione sia quella più rappresentativa anche in considerazione che il process
62
appartiene alla banca dati Buwal che contiene i risultati di analisi di LCA sui
sistemi di imballaggio24
Figura 65 – cappa F77: il processo produttivo CARTONE
Il piano viene completato con il process di trasporto tra il fornitore di imballi, che ha
sede in prossimità dell’azienda, eseguito con camion di medie dimensioni.
2.1.9.2
EPS
La produzione di polisterene espanso è sintetizzata nel seguente plan che contiene il
process polystyrene expanable granulate – Buwal‖
La materia prima in granuli viene stampata in presse ad iniezione ottenendo le parti
in polistirene per l’imballo.
I tamponi vengono poi trasportati fino all’azienda con camion di medie dimensioni
con una percentuale d’impiego della capacità di carico stimata al 30%.
24
Fonte Database information GaBi4: The BUWAL data base contains only
packaging materials like aluminium, glass, plastics, paper, cardboard, packaging
paper, corrugated board, graphic paper and steel sheet
63
Figura 66 – cappa F77: il processo produttivo EPS
2.1.9.3
SACCHETTO
Il processo di produzione del sacchetto in polistirene è ottenuto con la tecnica detta
―della bolla‖ ovvero estrusione assistita con aria che sostiene la ―bolla‖ di film.
Successivamente la ―bolla‖ viene laminata su dei rulli per ottenere gli spessori
cercati.
Il processo di fabbricazione del sacchetto è definito nel process ―extrusion, plastic
film ― e di seguito sono allegati gli schemi che sintetizzano la produzione del
sacchetto con la tecnica ―della bolla‖ 25
In questa analisi si esclude il trasporto dal produttore del sacchetto al distributore
che consegna gli imballi all’azienda.
25
FONTE: Eco-profiles of the
European Plastics Industry
- ORIENTED
POLYPROPYLENE FILM (OPP) - A report by I Boustead for PlasticsEurope Data
last calculated March 2005
64
Figura 67 – cappa F77: il processo produttivo SACCHETTO
Schematic diagram showing the stages in the
bubble process for producing bi-axially oriented
polypropylene film
Schematic diagram of the stenter frame process
for producing bi-axially oriented polypropylene
film.
Figura 68 –il processo produttivo del film di polipropilene (tecnica
bolla e film)
65
2.2 From cradle to market and use
Per avere un’analisi completa dell’impatto ambientale oggetto di questo studio è
necessario analizzare la fabbricazione (from credle to gate), la distribuzione e
l’utilizzo.
Queste fasi sono legate insieme dal plan ―CRADLE/GATE MARKET USE‖ di per
se molto semplice ed intuitivo, ma richiama al suo interno tutte le fasi del ciclo di
vita considerato
Il plan ―From cradle to gate‖ è stato ampiamente descritto precedentemente. Di
seguito si illustrano le ipotesi alla base dei plan ―TO MARKET‖ e ―USE‖.
Figura 69 – cradle / gate market use
66
2.3 To market
Il plan ―To market‖ rappresenta la distribuzione del prodotto finito verso i principali
clienti che attualmente acquistano il prodotto oggetto dello studio.
Il principale mercato di sbocco del prodotto è il nord Europa, in particolare la cappa
viene esportata principalmente in Francia, Belgio, Germania, e nell’est-europeo
nella Repubblica Ceca.
A questo punto si può eseguire un calcolo del tragitto medio.
Destinazione
DISTANZA STIMATA
[Km]
BELGIO
1350,00
GERMANIA
1000,00
FRANCIA
900,00
REPUBBLICA CECA
1400,00
Tabella 4 – elenco delle distanze europee standard
La fase di distribuzione sul mercato è stata valutata con un tragitto medio di 1350
Km con cui è possibile raggiungere il nord-centro Europa.
Generalmente vengono utilizzati per il trasporto camion di grandi dimensioni
chiamati ―Gran volume‖ o autoarticolati, con una capacità di carico in peso di 22
tonnellate e di circa 15 mt di lunghezza utile del vano di carico.
Considerando che le cappe vengono trasportate su pallet con dimensioni di base di
1,00 mt x 1,00 mt il camion potrà trasportare al massimo 30 pallet.
Dall’analisi del sistema di imballaggio attualmente utilizzato su ciascun bancale
possono essere sistemate al massimo sei cappe, come è facilmente visibile dallo
schema che segue:
67
Figura 70 – indicazione imballaggio su pallet
Verificato che il peso di una cappa imballata è di circa 25 Kg si può calcolare la
percentuale di carico del camion utilizzata che influisce sul consumo di
combustibile.
Da un semplice calcolo si ottiene che il peso che verrà trasportato sarà di circa 4500
Kg che equivale al 20% del carico possibile.
Sulla base di queste ipotesi è stato parametrizzato la fase di distribuzione del
prodotto.
2.4
USE
L’utilizzo della cappa è stato stimato seguendo i parametri di funzionamento che i
costruttori del prodotto considerano come tempo di funzionamento medio due ore al
giorno per dieci anni di vita utile26.
26
Sono stati impostati questi parametri per ottenere risultati confrontabili con altri
prodotti della stessa tipologia, ma la stima è sicuramente peggiorativa dell’effettivo
utilizzo.
68
Il fabbisogno di energia elettrica è dovuto al motore elettrico che ha un consumo di
160 W e dall’illuminazione fornita da due lampade a led che complessivamente
assorbono 10 W.
La fase di utilizzo è stata formalizzata nel seguente plan:
Figura 71 – cappa F77: UTILIZZO free e fixed parameters
Sono state impostate due valori di potenza assorbita dalle luci pari a 8W nel caso di
led e 40W nel caso di faretti alogeni.
L’energia elettrica necessaria sarà pari a:
Ore = 2; Giorni = 360; Anni = 10
Luci = 8W o 40W
Potenza_mot= 160 W
Energia con illuminazione a led
(ORE*GIORNI*ANNI)*(Luci+Potenza_mot)/1000000)*3600 = 4.354,6 MJ/cappa
Energia con illuminazione alogene
(ORE*GIORNI*ANNI)*(Luci+Potenza_mot)/1000000)*3600 = 5184 MJ/cappa
Sono state eseguite due simulazioni dell’impatto del ciclo vita della cappa sia con il
processo di produzione di energia elettrica attuato in Italia che in Francia..
69
2.5 End of life
La fase di fine vita è analizzata ipotizzando che il prodotto sia smaltito nei consorzi
di recupero elettrodomestici.
La cappa è disegnata per essere facilmente disassemblata e composta da un numero
minimo di componenti unito con sistemi a vite o a rivetto che possono essere rimossi
utilizzando dei semplici utensili. Quindi è stato possibili ipotizzate un’efficienza di
reciclaggio dell’acciaio e del vetro prossima al 100%. Il sottoassieme composto dal
motore e scheda di controllo sono solitamente triturati e i vari metalli separati
successivamente con un’efficienza stimata in base ai dati disponibili in letteratura 27.
Di seguito è riportato il process plan del processo di fine vita.
Figura 72 – process plan del processo di fine vita
27
EAA, 2006; IIR, 2008
70
3 ANALISI DEGLI IMPATTI (LCIA)
Partendo dalle informazioni ottenute dall’Analisi di Inventario e seguendo lo studio
del processo sviluppato secondo i vari plan si procede con la fase di Life Cycle
Impact Assement, regolamentata dalla ISO 14040 secondo il metodo ECO-Indicator
99 – Egalitarian approach.
Il plan ―From cradle to grave‖ della cappa analizzata equipaggiata con motore
standard e luci alogene è composto dalle fasi del ciclo vita di produzione,uso e
smaltimento finale.
Gli impatti sono riassunti nella seguente tabella:
EI99, EE
(Egalitarian
approach)
ECOSYSTEM
QUALITY
[PDF*m2*a]
HUMAN HEALTH
[DALY]
RESOURCES
[MJ surplus
energy]
From cradle
to grave
Cradle
to
market
End of life
USE
(in Italy)
EI99, EE (Egalitarian
approach)
61,8
5,4
0,0
56,3
Acidification/nutrifica
tion
1,6
0,1
0,0
1,5
Ecotoxicity
1,5
0,4
0,0
1,1
Land conversion
0,0
0,0
0,0
0,0
Land-use
0,0
0,0
0,0
0,0
Carcinogenic effects
0,4
0,0
0,0
0,4
Climate Change
4,7
0,3
0,0
4,3
Ozone layer
depletion
0,0
0,0
0,0
0,0
Radiation
0,0
0,0
0,0
0,0
Respiratory
(inorganic)
9,9
0,8
0,0
9,1
Respiratory (organic)
0,0
0,0
0,0
0,0
Fossil fuels
42,6
2,8
0,0
39,8
Minerals
0,9
0,9
0,0
0,0
Tabella 5 –Impatti from cradle to grave IT
71
CRADLE to GATE
and MARKET
9%
END of life
0%
Figura 73 – Impatti
from cradle to grave
IT
USE (IT)
91%
E’ evidente che l’impatto dell’intero ciclo di vita di una cappa aspirante è
determinato principalmente dalla fase di utilizzo. Da evidenziare che risulta molto
rilevante dove si ipotizza che il prodotto venga utilizzato. Nella simulazione
precedente è stato ipotizzato l’utilizzo in Italia dove pesa molto le modalità con cui
viene prodotta l’energia elettrica. Il risultato dell’impatto complessivo diminuisce
nel caso in cui il prodotto venga utilizzato in Francia, come descritto nella tabella
che segue:
EI99, EE
(Egalitarian approach)
ECOSYSTEM QUALITY
[PDF*m2*a]
HUMAN HEALTH
[DALY]
RESOURCES
[MJ surplus energy]
From
cradle
to grave
Cradle to
market
End of
life
USE
(in France)
EI99, EE (Egalitarian
approach)
13,5
5,4
0,049
8,0
Acidification/nutrifica
tion
0,4
0,1
0,001
0,2
Ecotoxicity
0,5
0,4
0,001
0,0
Land conversion
0,0
0,0
0,000
0,0
Land-use
0,0
0,0
0,000
0,0
Carcinogenic effects
0,1
0,0
0,003
0,1
Climate Change
1,0
0,3
0,022
0,7
Ozone layer
depletion
0,0
0,0
0,000
0,0
Radiation
0,2
0,0
0,000
0,2
Respiratory
(inorganic)
2,2
0,8
0,007
1,4
Respiratory (organic)
0,0
0,0
0,000
0,0
Fossil fuels
8,1
2,8
0,016
5,3
Minerals
0,9
0,9
0,000
0,0
Tabella 6 – Impatti from cradle to grave FR
72
CRADLE to GATE
and MARKET
40,2%
USE (FR)
59,5%
END of life
0,4%
Figura 74 – Impatti from cradle to grave FR
In ogni caso la fase del ciclo vita che risulta predominante è l’utilizzo che è stata su
cui si sono concentrate le attività di miglioramento.
73
4 PRINCIPIO DI
FUNZIONAMENTO
MOTORE ELETTRICO TRIFASE
Un motore ad induzione produce coppia dall’interazione della corrente che scorre
assialmente nel rotore e dal campo magnetico prodotto nello statore attraverso gli
avvolgimenti.
La corrente che scorre nel rotore è indotta dall’azione elettromagnetica del campo
primario dello statore, da questo deriva il nome di motori ad induzione.
Gli avvolgimenti di statore producono il campo magnetico quindi l’azione di
eccitazione magnetica e forniscono l’energia che viene convertita in potenza
meccanica (coppia * numero giri).
Il rotore è trascinato dal campo magnetico ruotante anche se non potrà ruotare alla
stessa velocità, quindi il modo più efficace per controllare la velocità del rotore è
controllare la velocità del campo magnetico.
4.1
Il campo magnetico ruotante
Le superfici del rotore e dello statore sono liscie (senza poli salienti) e separate
dall’aria del traferro, il flusso prodotto dallo statore attraversa il traferro radialmente.
Il comportamento del motore è dettato dal flusso radiale.
Quindi per il capire il comportamento del motore proviamo a graficare l’andamento
del flusso magnetico radiale in un motore ad induzione trifase bilanciato a 4 poli
74
Figura 75 – flusso magnetico radiale in un motore trifase a 4 poli
Dove il periodo T = 1/50 Hz = 0.02 sec
Come si nota le linee di flusso si ripetono, ma ruotate di 45° a T/4, 90° a T/2 e così
via fino a 360°.
Dire che il motore ha quattro poli significa che il flusso divide lo statore in 2 poli N
e due poli S senza che lo statore abbia caratteristiche fisiche diverse rispetto ad un
motore a due o sei poli.
Il numero di poli è dettato dagli avvolgimenti di statore.
Se disegniamo la variazione della densità del flusso nel traferro a parità di distanza
dallo statore ad ogniuno dei tre istanti t=0, t=T/4, t=T/2 otteniamo i grafici di figura
(b). Notiamo che la densità di flusso magnetico nel traferro varia sinusoidalmente
nello spazio e ci sono due massimi di intensità del polo N e due massimi di intensità
del polo S che si susseguono con legge sinosuidale e che determina il nome di onda
di flusso magnetico. La distanza tra il centro del polo N e il centro del polo S
adiacente è chiamato pole-pich. Inoltre vediamo che dopo un t=T/4 la foma del
flusso magnetico resta invariata, ma si è si spostanta intorno allo statore di metà
pole-pich, dopo t=T/2 si sposta di un intero pole-pich.
75
Quindi per un motore a 4 poli sono necessari che il flusso magnetico quindi
l’alimentazione percorra due cicli interi per ottenere un giro completo del rotore, la
velocità di sincrinismo che si ottiene è pari a 25 rev/s = 1500 rev/min e alimentato a
50 Hz.
In generale:
Ns = 120 * f / p
Ns = Velocità di sincronismo p = numero di poli
Le velocità di sincronismo sono le seguenti per i diversi motori:
Velocità di sincronismo
Numero di poli
50 Hz
60 Hz
2
3000
3600
4
1500
1800
6
1000
1200
8
750
900
10
600
720
12
500
600
Tabella 7 – numero di poli e velocità di sincronismo
Come già possiamo vedere se vogliamo una velocità di sincronismo intermedia
dobbiamo variare la frequenza con un sistema di controllo ad inverter.
Gli avvolgimenti del motore trifase sono direttamente collegati alla rete elettrica
trifase, quindi la corrente di ciascuna fase sarà di uguale intensità ma sfasata di 120°
tra una fase e l’altra (tra un avvolgimento e l’altro) formando un sistema trifase
bilanciato.
Gli avvolgimenti possono essere collegati tra loro a stella o a triangolo:
Figura 76 – collegamento a stella (a) e a triangolo (b)
76
In un motore collegato a triangolo:
Corrente di fase If = I linea *
Tensione di fase Vf = V linea
In un motore collegato a Stella:
Corrente di fase If = I linea
Tensione di fase Vf = V linea *
Questo significa che a parità di alimentazione il collegamento a triangolo sviluppa
maggiore coppia, ovviamente è richiesto un diverso dimensionamento degli
avvolgimenti.
4.2
Campo magnetico prodotto da ciascun avvolgimento di fase
L’obiettivo che si pone il progettista nel dimensionare l’avvolgimento è di prevdere
un lay-out dei fili tale che ogni fase produca una forza magnetomotrice MMF e
quindi un flusso magnetico nel traferro in ogni polo con una variazione sinusoidale
dell’ampiezza (intensià) in funzione dell’angolo (posizione lungo la circoferenza di
statore).
Per ottenere un desiderato numero di poli basta scegliere il passo di inserimento
dell’avvolgimento nello statore.
Di seguito è riportato un esempio di come ottenere 4 poli schematizzando gli
avvolgimenti di una sola fase in un unico filo per ciascuna delle due bobine che lo
compongono:
77
Figura 77 –schema di avvolgimento (a) e diagramma di sviluppo (b)
per una fase costituita da unico conduttore che produce 4
poli
Il flusso magnetico che si ottine nel traferro non ha una forma sinusoidale, ma
presenta un andamento regolare e periodico simile ad un adamento sinusoidale.
Vediamo che aumentando il numero di fili che compongono ciascuna bobina
l’andamento migliora:
Figura 78 – diagramma della densità di flusso magnetico prodotto da
una sola fase composta da tre conduttori
78
Quindi se volessimo ottenere
un flusso magnetico di traferro di forma d’onda
perfettamente sinusoidale, avremmo dovuto distribuire le bobine di una fase in modo
continuo sulla periferia dello statore, ma questo non è possibile per motovi pratici
che gli avvolgimento devono essere allocati all’interno dele cave e perchè sarebbero
necessari avvolgimenti con numero di spire diversi e antieconomico da realizzare.
In realtà la forma d’onda del campo magnetico è il risultato del contributo di tutte e
tre le fasi.
Le correnti che percorrono le tre fasi danno luogo a tre campi magnetici alternativi,
la cui intensità varia sinusoidalmente nel tempo secondo l'andamento delle correnti
che li generano.
La somma
(3)
istante per istante dei tre vettori dà luogo ad un vettore risultante che
ruota con velocità angolare costante mantenendo costante anche l'ampiezza.
Si può notare agevolmente che il campo risultante, nell'istante i cui si ha la corrente
massima in una delle fasi è diretto secondo l'asse polare di quella fase.
Questo fa sì che il flusso prodotto dal campo risultante possa a sua volta essere
rappresentato da un vettore rotante nei diagrammi vettoriali, riferiti ad una sola fase
della macchina elettrica.
Altrettanto agevole è determinare l'ampiezza del campo risultante. Se ci poniamo
ancora nella situazione in cui I1 presenta il valore massimo istantaneo positivo,
abbiamo B1 che assume il suo valore massimo, diciamo B M, mentre B2 e B3 hanno
valore BM/2 essendo creati da correnti che hanno valore istantaneo pari a metà del
valore massimo. Notiamo anche che B2 e B3 formano angoli di 60° con B1. Data la
simmetria dei due campi rispetto a B 1 è evidente che il campo risultante sarà diretto
proprio lungo B1 stesso. Basta allora sommare a B1 le compnenti di
B2 e B3 lungo B1 stesso:
B = B1+ B2 cos(60°) + B3 cos(60°) = B1 + B2 ⋅1/2 + B3⋅ 1/2 = BM + BM/2 ⋅1/2 +
BM/2⋅1/2 = 6/4 BM = 3/2 BM = 1.5 BM.
Si può dimostrare che in qualsiasi altra situazione il campo risultante mantiene, in
modulo, sempre lo stesso valore.
79
4.3
Intensità del flusso magnetico
Supponiamo che gli avvolgimenti di statore sono collegati alla rete trifase bilanciata
con un insieme bilanciato di flussi di corrente in ogni fase
Ogni fase è alimentata da una corrente Im e tensine V, la densità di flusso magnetico
B è proporzionale alla MMF e quindi alla I m corrente di magnetizzazione.
Supponiamo che del flusso magnetico variabile sinusoidalmente nello spazio, tagli
un conduttore ad una velocità costante, una f.e.m. sinusoidale verrà indotta nel
conduttore. L’intensità della f.e.m. è proporsionale alla densità di flusso magnetico e
alla velocità.
La frequenza della f.e.m. dipende dal numero di volte che il polo Nord e Sud
tagliano il conduttore e quindi dalla frequenza di alimentazione.
E’ possibile rappresentare questo risultato con un circuito equivalente valido per
ogni fase del motore:
V = Im*R + E
Figura 79 – circuito equivalente per un motore a induzione nella
condizione di assenza di carico
Il termine Im*R che rappresenta la caduta di tensione sulla resistenza
dell’avvogimento è trascurabile rispetto a V per tanto:
V≈E
E α Bm*f
quindi
Bm = k *V/f
80
Dove la constante k dipende dal numero di spire per avvolgimento, del numero di
spire per fase e dalla distribuzione degli avvolgimenti.
L’equazione sopra indicata è di fondamentale importanza per i motori ad induzione
e mosta che a frequenza costante la densità di flusso e quindi il flusso magnetico (a
parità di sezione) è direttamente proporsionale alla tensione e mantenendo il
rapporto V/f constante si mantiene costante il flusso magnetico generato.
Nell’equazione non copare la corrente di magnetizzazione I m eppure doveva essere
importante.
Infatti proviamo ad immaginare che E si riduca per bilanciare la legge di Kirchoff al
circuito Im dovrà aumentare questo determinerà una maggiore forza magneto motrice
(MMF) che produrrà maggiore flusso magnetico e quindi verrà incrementata E.
Quindi la corrente di magnetizzazione si autoregola così da indurre una f.e.m. al
massimo uguale alla tensione di alimentazione.
La corrente di magnetizzazione può essere calcolata conoscendo il numero di spire
dell’avvolgimento e la lunghezza del traferro con cui calcolare la riluttanza del
traferro stesso e la riluttanza del percorso magnetico nel ferro.
E’ da tener presente che la riluttanza totale è dominata dalla riluttanza del traferro e
quindi l’intesità della corrente di magnetizzazione è determinata principalmente
dalla grandezza del traferro. Maggiore è il traferro maggiore è la corrente di
magnetizzazione che contribuisce alle perdite nello statore senza produrre maggiore
potenza utile, quindi è indispensabile ridurre al minimo il traferro.
Consideriamo il caso di motore scarico, che equivale a trascurare il circuito di rotore
la potenza attiva è molto piccola, ma la corrente di magnatizzazione è molto grande
quindi è presente un forte sfasamento tra tensione e corrente determinando un’alta
potenza reattiva. La corrente è comunque alta in quanto è determinata
principalmente dalla grandezza del traferro che resta invariata.
4.4 PRODUZIONE DELLA COPPIA
Tipologie di rotori
La tipologia di rotore più diffusa è a ―gabbia di scogliattolo‖ dove ogni cava di
rotore contiene una barra di conduttore solido come l’alluminio inniettato per
81
pressofusione. Le barre conduttrici che sono le spire di rotore sono chiuse in
cortocircuito dagli anelli di testa del rotore detti corone.
Altro tipo di rotore si ottiene inserendo degli avvolgimenti nelle cave, ottenendo un
rotore avvolto. Gli avvolgimenti rispecchiano il circuito di statore ovvero sono
avvolti gli avvolgimenti di tre fasi.
In questo caso è possibile modificare la resistenza degli avvolgimenti aggiungendo
avvolgimenti esterni collegati con contatti striscianti a spazzole, cosa impossibile
con i rotori a gabbia di scogliattolo.
4.4.1
Importanza dello scorrimento
Il comportamento del rotore dipende molto dalla velocità relativa del rotore rispetto
al campo magnetico induttore.
Se il rotore ruotasse alla stessa velocità del campo magnetico non ci sarebbe nessuna
f.e.m. indotta e coppia zero.
La velocità relativa tra il rotore e il campo magnetico è definita scorrimento
s = (Ns-N)/Ns
Dove
N: velocità di rotore
Ns: velocità di sincronismo
s = 0 significa velocità pari alla velocità di sincronismo (impossibile per motore
asincrono)
s = 1 rotore bloccato
La velocità alla quale i conduttori di rotore sono tagliati dal flusso è direttamente
proporsionale allo scorrimento, quindi non viene indotta una f.e.m. alla velocità di
sincronismo (s = 0) e il massimo della f.e.m. si ha a rotore bloccato (s = 1).
La frequenza della f.e.m. di rotore è direttamente proporsionale allo scorrimento,
quindi a s=0 la frequenza è pari a zero a s=1 la frequenza della f.e.m. di rotore è pari
alla frequenza dell’alimentazione.
4.4.2
F.e.m. indotta, corrente e coppia
La velocità con cui le linee di flusso tagliano i conduttori di rotore è direttamente
proporsionale allo scorrimento, e non viene indotta f.e.m. con s = 1 e viene indotta la
massima f.e.m. con s = 0.
82
Anche la frequenza della f.e.m. indotta è proporzionale allo scorrimento quindi f=0
con s=0 e f= frequenza di alimentazione con s=1.
La forma d’onda della f.e.m. indotta replica la forma d’onda della densità di flusso
maghetico e con una velocità pari a s*Ns (scorrimento per velocità di sincronismo).
I conduttori di rotore sono chiusi in cortocircuito quindi la f.e.m. produce una
corrente che circola nei conduttori di rotore.
L’andamento della corrente indotta si può schematizzare come segue, dove al
massimo positivo e negativo della f.e.m. corrisponde il massimo della corrente:
Figura 80 – forma d’onda della E.M.F. nelle spire di rotore e percorso
della corrente nelle spire e nelle corone di rotore (end ring)
La corrente assiale indotta nel rotore interagisce con le linee della densità di flusso
magnetico producendo coppia che agisce nella stessa direzione del campo magnetico
e trascina in rotazione il rotore.
Da questa desrizone è evidente che il rotore non potrà mai girare alla stessa velocità
del campo magnetico s=0 in quanto non si avrebbe ne f.e.m. indotta, ne corrente ne
coppia.
Inoltre i rotori a gabbia di scogliattolo si adattano automaticamente al numero di poli
del circuito induttore, quindi li rendono facilmente utilizzabili per applicazioni con
numeri diversi di coppie polari.
83
4.4.2.1
Corrente di rotore e coppia con basso scorrimento
Quando lo scorrimento è molto basso (0-10%) la frequenza della f.e.m. indotta è
molto bassa (0-5Hz con frequenza di alimetazione di 50Hz) l’impedenza del rotore è
principalmente resistiva perchè la reattaza induttiva è molto bassa.
Sotto l’ipotesi scorrimento molto basso segue la trattazione seguente.
La corrente in ogni conduttore del rotore è in fase con la f.e.m. che è in fase con il
flusso magnetico, quindi le tre forme d’onda si troveranno come in figura seguente:
Figura 81 – forma d’onda della corrente di rotore, E.M.F. di rotore e
densità di flusso magnetico nel traferro nella condizione di
basso scorrimento
Per calcolare la coppia dobbiamo innanzitutto calcolare il prodotto B*I*L rotore (L =
lunghezza) per ottenere la forza tangenziale che si esercità su ciascun conduttore di
rotore. La coppia risultante è data dalla forza totale moltiplicata per il raggio di
rotore
Come è vsibile dalla figura precedente la densità di flusso ha un picco massimo
positivo, quindi solo un particolare conduttore di rotore contribuirà principalmente
con un’alta forza tangenziale alla coppia totale. Allo stesso modo la densità di flusso
ha un massimo negativo che induce corrente che è massima e negativa così che la
forza tangenziale è ancora positiva.
84
La coppia risultante è pari a:
T =k * B * Ir
Dove B è l’intensità della densità di flusso magnetico, Ir è l’intensità di corrente
indotta nel rotore
Quindi se le forme d’onda di fig.... rimangono costanti nel tempo la coppia risultante
resta costante.
Se la tensione e frequenza di alimentazione restano costanti, il flusso magnetico
resta costante; la f.e.m. indotta nel rotore e la corretnte Ir sono proporzionali allo
scorrimento, quindi la coppia è proporzionale allo scorrimento (nell’ipotesi di un
basso valore di scorrimento)
Figura 82 – Relazione tra coppia e velocità per bassi valori di scorrimento
La relazione tra la coppia e la velocità per un basso scorrimento è approssimabile
con una retta come nel tratto A-B della figura 8
Se il motore è scarico tende a ruotare ad una velocità simile alla velocità di
sincronismo con una coppia molto bassa (punto A di fig. 8). All’aumentare del
carico la velocità diminuisce questo determina una maggiore f.e.m. indotta nel rotore
e corrente e quindi maggiore coppia.
La velocità di rotazione si setterà nel punto in cui la coppia erogata è pari alla carico
(es. Punto B di figura 8).
85
I motori ad induzione sono progettati per lavorare a basso valori di scorrimento di
circa 8% a pieno carico, in questa condizione circolerà nei conduttori la massima
corrente di progetto, se lo scorrimento continua ad aumentare e quindi aumenta il
carico applicato il rotore arriva al surriscaldamento.
La regione di sovraccarico è indicata nella figura 8 nel tratto tratteggiato.
4.4.2.2
Corrente di rotore e coppia con alto scorrimento
All’aumentare dello scorrimento la f.e.m. e la frequenza entrambe aumentano
poporzionalmente con lo scorrimento e nello stesso tempo aumenta anche la
reattanza induttiva di rotore che era trascurabile a basso scorrimento (bassa
frenquenza della corrente di rotore) e diventa confrontabile con la resistenza di
rotore e non può essere trascurata.
L’aumento della reattanza induttiva determina un ritardo della corrente indotta dalla
f.e.m. che resta in fase con il flusso magnetico. Il ritardo della corrente è
schematizzato nella figura che segue dall’angolo θr.
Figura 83 – forma d’onda della corrente di rotore, E.M.F. di rotore e
densità di flusso magnetico nel traferro nella condizione di
alto scorrimento
86
Questo significa che il punto di massimo del flusso magnetico non coincide più con
il massimo (positivo o negativo) della corrente indotta questo ha un effetto negativo
sulla coppia erogata.
I valori massimi di corrente e densità di flusso magnetico non si sviluppano nello
stesso punto della periferia di rotore. Se si dovessero incontrare segni opposti di
corrente e flusso magnetico si produce una forza che contribuisce in modo negativo
alla coppia erogata. La coppia otenuta nella regione di sovraccarico è ancora
positiva, ma molto minore di quella che si avrebbe se flusso e corrente fossero in
fase. Questo ritado ci costringe a midificare la formula di calcolo della coppia
erogata che asume la form più generale:
T = k*B*Ir * cos θr
Per molti rotori il termine cos θr diminuisce molto più rapidamente di quanto
aumenti la corrente (Ir) così che ad un dato scorrimento la coppia raggiunge un
massimo poi diminuisce all’aumentare dello scorrimento. Questo comportamento
determina la forma della curva di coppia standard di un motore asincrono ad
induzione con rotore a gabbia di scogliattolo rapresentata in figura segente:
Figura 84 – Tipica curva completa di coppia-velocità per motori a gabbia di
scogliattolo
Il massimo della coppia si presenta allo scorrimento tale per cui la reattanza
induttiva del rotore è pari alla resistenza, in questo modo il progettista può scegliere
87
dove posizionare la coppia massima variando il rapporto tra i due parametri sopra
detti.
4.4.3
Effetto della corrente di rotore sul flusso
Tutto ciò che è stato detto precedentemente prevdede che il flusso magnetico
induttore rimane costante, ovvero non risente dell’effetto della corrente di rotore.
4.4.3.1
Riduzione del flusso a causa della corrente di rotore
Abbiamo già visto che quando le correnti di rotore sono trascurabili (s = 0), la f.e.m.
indotta è quasi uguale alla tensione applicata. In queste condizioni una corrente
circola negli avvolgimenti di statore e determina il flusso magnetico. Qualsiasi
diminuzione anche lieve del flusso viene immediatamente rilevato da un
corrispondente riduzione della f.e.m., che si riflette in un modo sproporzionato con
un forte aumento della corrente di magnetizzazione, che si oppone quindi il tendenza
per il flusso di diminuire.
Lo stesso meccanismo di feedback entra in gioco quando lo slittamento aumenta da
zero, aumenta la correnti indotta nel rotore. Le correnti di rotore sono a frequenza di
scorrimento, e danno luogo a una MMF, che gira quindi a velocità di scorrimento
(sN s) rispetto al rotore.
Ma il rotore ruota ad una velocità di (1-s)Ns, in modo che se visti da statore, la
MMF ruota sempre alla velocità di sincronismo, indipendentemente dalla velocità
del rotore.
La MMF di rotore, se non controllata, produce il proprio flusso che ruota a velocità
sincrona nel traferro, più o meno allo stesso come la corrente di magnetizzazione
che crircola nello statore produce flusso magnetico. L'onda di flusso del rotore si
potrebbe opporre al flusso originare determinando una riduzione di flusso megnetico
principale.
Comunque la diminuzione di flusso determina una riduzione della f.e.m. che
richiama maggiore corrente di magnetizzazione nel circuito di statore che va
compensare la riduzione di flusso magnetico.
88
Nei motori di grandi dimensioni, il calo del flusso nella regione di funzionamento
normale è in genere inferiore 1%, salendo a circa il 10% in un piccolo motore.
Quindi possiamo continuare a considerare il flusso magnetico costante per una data
frequenza e tensione di alimentazione quando abbiamo un basso scorrimento senza
commettere un grave errore.
Si deve ammettere, tuttavia, che a valori elevati di scorrimento (cioè bassa velocità
del rotore), non possiamo aspettarci che il flusso principale di rimanere costante, e ci
troveremmo in pratica che quando il motore è stato acceso quindi parte con il rotore
fermo, il flusso principale potrebbe essere di solito solo la metà di quello sarebbe
stato a piena velocità. Questo perché ad alti scorrimenti, il flusso magnetico disperso
assume un'importanza molto maggiore rispetto alle normali condizioni di utilizzo
con scorrimento basso.
Se volessimo usare le il motore con alti scorrimenti è necessario aggiornare le
trattazioni sopra sopra per prevedere coppia tenendo conto del riduzione del flusso
principale.
Ogni motore ha una sua curva caratteristica reale che è necessaria nella scelta del
motore per l’applicazione specifica.
4.4.4
Stator current-speed characteristics
Fino ad ora abbiamo abbiamo detto che, con l’aumentare dello scorrimento, il
rotore compie maggiore lavoro meccanico e la corrente di statore aumentata. La
parte di corrente che si aggiunge per compiere più lavoro sarà più o meno in fase
con la tensione di alimentazione come descritto dagli schemi seguenti:
Figura 85 – Diagrammi dei fasori di corrente e tensione
89
La corrente risultante è data dalla corrente di magnetizzazione Im più la quota parte
di corrente che dipende dal carico applicato ad aumenta con esso e con lo
scorrimento.
Comunque nei motori ad induzione a gabbia di scogliattolo la corrente Im non è
trascurabile rispetto alla corrente ―di carico‖ e quindi la differenza tra la condizione
di No load e Full load potrebbe non essere così grande come si potrebbe
immaginare.
Si può descrivere l’andamento della corrente risultante con il seguente diagramma di
fasori:
Figura 86 – diagramma dei fasori
Dove notiamo che la corrente di spunto è molto più alta sia della corrente di
massimo carico fino a cinque volte del suo valore.
Questo comportamento è caratteristico dei motori ad induzione che bisogna tener
conto nel dimensionamento dei circuiti di controllo e si ha una forte caduta di
tensione nella rete
Inoltre alla codizione di avvio di massimo corrente corrisponde una coppia non
molto alta quindi se consideriamo il rapporto amper su coppia erogata, passerà da un
valore basso in start-up fino ad un massimo nella condizione di funzionamento
nominale con basso scorrimento.
90
5 INVERTER – DRIVER DI
CONTROLLO DEI MOTORI
ELETTRICI
Riassumendo quanto detto, un motore asincrono lavora efficientemente quando ha
un basso scorrimento. Il metodo migliore di controllo è nella variazione continua
della velocità di sincronismo che si ottiene con la variaizone della frequenza di
alimentazione del motore.
Per ottenere un’alimentazione a frequenza variabile del motore è necessario
utilizzare un inverter.
Il sistema di base di controllo del motore è rappresentato della figura 13 dove si ha
la rete di alimentazione, l’inverter, il motore, la tachimetrica che fornisce il feedback per la regolazione della frequenza attraverso il circuito di controllo.
Figura 87 – schema a blocchi generale di controllo ad inverter a
frequenza variabile, dotato di controllo della velocità tachimetrica per
motori ad induzione
I blocchi rectifier, inverter e control circuits permettono di alimentare il motore ad
una frequenza e tensione variabili a partire da una tensione e frequenza di rete fissa.
91
Il raddrizzatore più inverter utilizzano un metodo di modulazione a impulsi
permetendo un efficiente trasmissione della potenza e ingombri molto compatti.
Negli anni passati vsito il costo del controllo, esso veniva applicato solo a motori di
decine di kilowatt, ma attualmente grazie alla notevole riduzione di consumi
ottenibile e alla diffusione di questa tecnologia si possono utilizzar e anche su
motori di piccola taglia sotto un kilowatt di potenza.
In commercio abbiamo sia inverter trifase con alimentazione trifase e uscita trifase
che inveter con alimentazione monifase e uscita trifase verso motori di piccola
taglia anche di cento watts di potenza.
Il range di frequenza che viene coperto va da 3-5Hz fino a 120 Hz, che significa
poter variare la velocità da 1:10 a 2:1 la velocità di sincronismo che si avrebbe a
frequenza di rete (50-60Hz).
Alla base di questo tipo di controllo c’è il principio che instantaneamente la potenza
rimane costante, quindi è possibile costruire idealmente un convertitore che converte
una trifase in ingresso in una trifase n uscita senza accumolatori di energia.
In realtà questo non avviene per perdite di efficienza nel convertitore ed è necessario
aggiungere un condensatore o/e induttore anche se di dimensioni ridotte.
Se consideriamo convertitori alimentati a monofase almeno due volte per ogni ciclo
di rete, se il motore è trifase è necessario avere un accumulo di energia per poter
fornite una potenza costante al motore a tutte e tre fasi.
Gli inverter possono essere del tipo VSI (voltega source inverter) dove viene
regolata la tensione di uscita oppure CSI (current source inverter) dove viene
regolata la corrente di uscita.
Attualmente gli inverter drivers sono realizzati con MOSFET oppure IGBT, gli
ultimi nel nostro caso e modulano ad alte frequenze così da ottenere un buon
comportamento del motore, ovvero che non risente della differenza tra la sinusoide
di rete e la forma d’onda ricostruita dopo la modulazione.
Il punto debole di questo tipo di controllo per motori asincroni ad induzione è nella
gestione del transitorio, cosa che non si risente per applicazioni con grande inerzia o
92
con poche variazioni di carico o di giri, ma è più evidente per l’utilizzo come motori
per macchine utensili che lavorano con frequenti variazioni del numero di giri e
richiedono maggiore precisione e stabilità della condizione di lavoro; in questi casi
si preferisce utilizzare motori in corrente continua.
Per ottenere alte performance dei motori trifase si devono sviluppare controlli più
sofisticati e costosi come il controllo vettoriale detto anche ad orientamento di
campo.
Questa è anche la soluzione finale applicata al progetto di ricerca per ottenere il
massimo di efficienza dal sistema ventilante.
La forma d’onda della tensione di uscita dall’inverter non è perfettamente
sinusoidale, ma il comportamento del motore dipende principalmente dalla
componente fondamentale del segnale di tensione applicata.
Perchè le componenti armoniche della tensione applicata sono molto meno
significative rispetto alla fondamentale in quanto l’impedenza del motore alle alte
frequenze è maggiore rispetto all’impedenza alla frequenza della fondamentale.
Questo determina che la corrente è molto più sinusoidale della tensione e quindi ci
aspettiamo che anche il campo magnetico generato avrà un andamento sinusoidale
ritornado a rendere valide le trattazioni generali dei motori trifase alimentati da
tensione sinusoidale.
Questo presupposto è fondamentale perchè è possibile prevedere il comportamento
del motore con inverter alimentandolo con la rete alternata alla stessa tensione e
frequenza.
In realtà non si può trascurare del tutto le componenti armoniche perchè possono
provocare rumore acustico, perdite nel ferro e nel rame.
Le perdite di efficienza del motore con controllo con inverter devono essere
contenute tra il 5-10%.
Inoltre le componenti armoniche prodotte dal sistema controllo può essere
considerato come un indicatore della qualità del progetto.
Per rispettare gli obblighi contrattuali del fornitore di rete gli inverter per carichi
maggiori di 1kW richiedono un anche uno rifasamento realizzato con switch per
93
riportare il fattore di potenza prossimo all’unità visto lo sfasamento determinato sia
dal motore che dal controllo.
L’applicazione di una PFC (Power Factor Corrector) migliora anche la resa del
sistema in quanto diminuisce la quantità di corrente che circola nelle piste della
scheda di controllo e che essere poi gestita dagli IGBT determinando una condizione
di lavoro più stressante e con maggiori perdite in calore.
Anche i disturbi immessi in rete e le componenti armoniche devono essere limitate
entro limiti imposti dalle normative di conformità al marchio CE
e quindi è
necessario aggiungere un filtro antidistubo.
Figura 88 – Tipica foma d’onda ottenuta con inverter PWM per motori
ad induzione. La frequenza fondamentale è mostrata con la
linea tratteggiata
5.1 Lavorare con il pieno flusso magnetico
Per comprendere il funzionamento degli inverter ricordiamo alcuni concetti espressi
nel capitolo precedente, dove per un motore ad induzione la coppia sviluppata
dipende della densità di flusso magnetico (B) ruotante e dallo scorrimento
94
L’intensità del flusso magnetico dipende dalla tensione di alimentazione del motore
ed è inversamente proporsioanle alla frequenza .
In fine la velocità del flusso magnetico dipende dalla frequenza di alimentazione.
Sapendo che il motore lavora in modo efficiente quando lo scorrimento è piccolo (510%), è evidente che un buon metodo di controllo della velocità è la regolazione
della velocità di rotazione del flusso magnetico (velocità di sincronismo) attraverso
la frequenza dell’alimentazione.
Se il nostro motore ha una coppia di poli la sua velocità di sincronismo è 3000
rev/min a 50Hz,
2400 rev/min a 40Hz, 1800 rev/min a 30Hz.
La velocità di rotazione del motore senza carico sarà quasi la velocità di
sincronismo, e proporsionale ad essa in quanto lo scorrimento è molto basso.
Tornando a vedere cosa succede con l’applicazione di un carico, la velocità di
rotazione del rotore diminuisce, lo scorrimento aumenta e più corrente viene indotta
nel rotore e aumenta la coppia prodotta. La velocità diminuisce fino a che la coppia
prodotta equaglia la coppia richiesta dal carico, dopo di chè si stabilizza.
L’obiettivo del progettista è avere un sistema motore più controllo dove la
diminuzione di velocità con l’applicazione del carico sia la minore possibile per
massimizzare l’efficienza.
Quindi in sostanza si vuole minimizzare lo scorrimento per una dato carico (di
progetto)
Queste regola appena descritte sono state la base per lo sviluppo del motore e del
sistema di controllo del gruppo ventilante.
Lo scorrimento ad una determinata coppia dipende dall’intensità del flusso
magnetico, maggiore il flusso minore sarà lo scorrimento necessario.
Quindi dopo aver definito la velocità del flusso magnetico attraverso la frequenza di
uscita dell’inverter, dobbiamo essere sicuri che l’intensità del flusso magnetico sia
regolata al massimo.
Questo si ottiene facendo in modo che la tensione di uscita dall’inverter vari in
relazione alla frequenza.
95
Ricordando che l’intensità del flusso magnetico è proporsionale alla tensine e
inversamente proporsionale alla frequenza, variando la tensione in modo
proporsionale con la frequenza secondo un rapporto costante otteniamo (entro certi
limiti di campo di lavoro) una densità di flusso costante.
Bisogna aggiungere due considerazioni pratiche dei moduli inverter esistenti nel
mercato, dove sono già impostate o sono impostabili proporzionalità dirette tra
tensione e frequenza, in molti di essi è possibile avere frequenze molto maggiori
della frequenza di rete in quanto ottenute dal modo di controllo del ponte a IGBT,
ma non è possibile produrre una tensione maggiore rispetto alla tensione di rete (se
non per alcuni Volt ottenibili con accumulatori di carica nel circuito) quindi il
rapporto tra V/f non può mantenersi constante oltre la frequeneza di rete con un
diminuzione del flusso magnetico.
Inoltre gli inverter driver non possono essere applicati a motori standard in quando
l’isolamento dei fili degli avvolgimenti non è progettatto per resistere alle frequenze
di controllo prodotte dall’inverter.
Applicando una tensione molto più alta rispetto al rapporto ottimale con la frequenza
si produrrebbe molto più flusso rispetto al valore di progetto e si porterebbe a
sovraccaricare il circuito magnetico rischiando di saturare il ferro e determinado una
corrente di magnetizzazione molto grande aumentando le perdite nel ferro e nel
rame.
Quindi è importante mantenere il flusso magnetico al valore nominale di progetto.
5.2 Curva caratteristica di coppia-velocità V/f costante
E’ possibile descrivere con una famiglia di curve caratteristiche ottenute con un
rapporto V/f costante ed ottimale per il funzionamento del motore (fig. 15
I risultati descritti sono validi per motori ad induzione standard in un ampio campo
di potenze.
96
Figura 89 – Curve caratteristiche con rapporto V/f costante
Ci aspettiamo che nella condizione di assenza di carico la velocità di rotazione sia
direttamente proporsionale alla frequenza e se per esempio F = 25 Hz la velocità
scenderebbe dal punto a al punto b (pieno carico) senza diminuire troppo in valore
assoluto. Questa è un buon comportamento del motore perchè la velocità viene
mantenuta dal punto a al punto b.
Se l’applicazione richiede maggiore precisione nel mantenimento della velocità è
necessario predisporre un controllo a catena chiusa con regolazione della frequenza
in modo che il punto di lavoro a pieno carico si sposti da b (full-load) a c (full-load)
con la stessa velocità del punto a (no-load)
Altra particolarità importante è che la coppia prodotta a varie frequenze e tensioni
con rapporto costante è pressochè la stessa, tranne alle basse frequenze dove l’effetto
della resistenza di statore non è più trascurabile e riduce il flusso magnetico.
Altra caratteristica che si evidenzia dal grafico è che alle basse frequenze è molto
bassa anche la coppia di spunto del motore, questo determina un problema sei il
carico applicato è elevato.
Le prestazioni a bassa frequenza possono essere migliorate aumetando il rapporto
V/f ovvero aumentando la tensione di alimentazione tanto da ripristinare il valore
del flusso magnetico di progetto.
97
Nella figura 16 è riportato il comportamento di un motore controllato con inverter
dove è stata aumentata la tensione a basse frequenze ―Voltage boost‖
Figura 90 – Curve caratteristiche tipiche per motori ad induzione con
inverter con boost voltage alle basse frequenze
Quindi il motore può lavorare a coppia costate da frequenze molto basse fino alla
frequenza di base (50Hz – 60Hz).
Non potrebbe lavorare in modo continuato alla coppia massima perchè si determina
un surriscaldamento del motore che deve essere evitato dal sistema di controllo o
con sistemi di sicurezza (termoprotettori).
Poter avere una alta coppia di avvio a basse frequenze permette di evitare i problemi
di avvio che si avrebbe a frequenza fissa dove si ha un alto scorrimento e quindi
un’alta corrente, problema che veniva in parte risolto con avvio stella-triangolo.
Quindi è possibile avviare il motore a bassa frequenza senza assorbire una corrente
eccessiva che deve essere prevista nei sistemi di avviamento o nei quadri controllo
senza causare eccessive cadute di tensione e poi stabilizzarlo alla frequenza richiesta
dall’applicazione.
Ora analizziamo cosa succede alle alte frequenze dove la tensione resta costante.Il
flusso magnetico diminuisce con la frequenza e la coppia massima è proporsionale
al quadrato della densità di flusso magnetico. Quindi nella zona di lavoro dove la
frequenza è maggiore della frequenza di rete la coppia massima si riduce con il
quadrato della frequenza.
98
5.3 Condizioni di lavoro a coppia costate e potenza
costante – limiti imposti dall’inverter
Il controllo inverter si deve occupare di limitare le correnti entro un valore limite di
sicurezza rispetto i dispositivi di commutazione (IGBT, MOSFET) e dovrà essere
almeno uguale alla corrente nominale del motore, indipendentemente dal carico
applicato.
Il limite di corrente impone un limite massimo della coppia che può essere prodotta
e corrisponde a circa della coppia massima, questo definisce tre zone di lavoro del
motore ―a coppia costante‖, ― a potenza costante‖, ―alta veolcità‖ come riportato in
figura successiva
Figura 91 – rappresentazione delle regioni di lavoro a coppia costante,
potenza costante ed alta velocità
La prima zona di lavoro ―a coppia costante‖ si ha ad una velocità inferiore od uguale
alla velocità base (che dipende dalla massima tensione erogabile dall’inverter e
quindi della corrispondente frequenza a cui corrisponde il flusso di progetto) dove
per ogni velocità inferiore alla velocità base è possibile produrre fino allo stesso
valore nominale di coppia.
A velocità maggiori alla velocità di base (funzione della tensione massima di
alimentazione) il flusso viene ridotto in modo inversamente proporsionale alla
99
frequenza, in quanto la corrente di statore e quindi la corrente indotta di rotore sono
limitate in corrente.
La coppia massima erogabile diminuisce all’aumentare della velocità, siamo nella
zona di controllo ―a potenza costante‖.
La regione di controllo ― a potenza costante‖ si può estendere fino a due volte la
velocità di base, e dato che il flusso viene ridotto il motore lavora con un maggiore
scorrimento e viene indotta maggiore corrente di rotore fino alla corrente massima e
coppia massima.
Al limite della zona di controllo ―a potenza costante‖ il limite di corrente coincide
con il punto di lavoro di coppia massima.
In alcuni casi è richiesto di aumentare ancora la velocità di rotazione, ma la coppia
massima ottenibile è limitata dal limite imposto sulla corrente per tanto si ha una
riduzione della coppia massima con legge quadratica rispetto alla frequenza.
5.4 Limiti di funzionamento imposti dal motore
Il motore impone un limite fisico dato dalla temperatura massima raggiungibile. Il
calore prodotto se eccessivo, deve essere dissipato con un sistema ventilante.
Nella zona di lavoro ―a coppia costante‖ è possibile produrre la stessa coppia a
velocità molto più basse della velocità di base e il sistema ventilante ausiliario è di
solito progettato per la velocità di base determinando un surriscaldamento del
motore se la condizione di lavoro si protrae per un tempo prolungato.
Questo limite non rappresenta un problema per la applicazioni di pompe e ventilatori
dove a basse velocità viene richiesta una coppia bassa rispetto alla velocità base,
evitando il problema del surriscaldento e permettendone l’applicazione per soluzioni
a risparmio energetico, altrimento ottenibili con motori a magnete permanente.
5.5 Controlli con inverter
I sistemi di controllo con inverter possono essere del tipo ―open loop‖, ―close loop‖,
di tipo scalare o vettoriale.
100
In genere il sistema ad anello chiuso riguarda i controlli dotati di tachimetrica
utilizzati quando è necessario mantenere una determinata velocità di rotazione. E’
possibile ottenere controlli ad anello chiuso retroazionando grandezze elettriche
come la corrente assorbita.
I controlli inverter solitamnte sono dedicati e richiedono l’inserimento di parametri
elettrici del motore per ottimizzare il funzionamento, così da riprodurre in modo più
preciso il modello matematico del motore elettrico.
Oppure esistino sistemi più complessi che stimano al primo avvio del motore i
parametri elettrici dello stesso.
5.5.1
Controllo della velocità a catena aperta
Il controllo inverter più semplice è del tipo V/f dove si defisce uno o più rapporti V/f
e con l’ausilio di un potenziometro si va a regolare la frequenza di uscita.
Potendo regolare come una spezzata il rapporto V/f è possibile aumentare la
tensione alle basse frequenze così da compensare la diminuzione di flusso
magnetico tale da matenere flusso magetico costante e una coppia erogata costante.
Per una data frequenza la velocità rimane pressochè costante grazie alle curve di
coppia dei motori a rotore a gabbia di scogliattolo dove tra la coppia nella codizione
di no-load e nella condizione di funzionamento nominale è quasi costante (vedi
1.4.2.1 Corrente di rotore e coppia con basso scorrimento)
Se la coppia richiesta aumenta fino a superare la condizione di full-load questo
determina un’aumento della corrente assorbita e un surriscaldamento che deve
essere vista dal controllo dimuendo la frequenza.
Alcuni inverter prevededo la compensazione dello scorrimento, ovvero attraverso
dei componenti misurano la corrente di fase e stimano la coppia erogata e il numero
di giri stimando lo scorrimento così da riportarlo nelle condizioni ottimali per ogni
condizione di lavoro.
101
5.5.2
Controllo della velocità a catena chiusa
Dove è necessario avere precisione nella velocità di rotazione ottenuta è necessario
applicare un sistema di controllo a catena chiusa con tachimetrica o con encoder
Uno schema generale è proposto nella fig.18 in questo caso sono gestite in modo
indipendente la tensione e la frequenza di uscita.
La velocità attuale è rilevata dalla tachimetrica ed è confrontata con il valore target
di riferimento e la differenza è l’input del sistema di controllo.
In realtà in questo modo abbiamo un controllo a catena chiusa sulla coppia erogata,
perchè se il flusso rimane costante abbiamo visto che la coppia erogata è
proporzionale allo scorrimento, quindi possiamo controllare la coppia erogata
attraverso lo scorrimento.
Figura 92 – schema a blocchi ad inverter con feed-back della velocità
Quindi misurando la velocità di rotore e aggiungendo lo scorrimento che vogliamo
ottenere otteniamo la frequenza da applicare allo statore, la tensione è calcolata
secondo il rapporto costante V/f così da mantenere il flusso magnetico costante
102
Questo tipo di controllo di coppia si basa sul presupposto che la coppia è
porporsionale allo scorrimento nel caso di flusso magnetico di progetto e con un
basso scorrimento.
Da notare che il loop interno ha un feed-back positivo quindi c’è rischio di
instabilità se il guadagno è maggiore di uno, quindi è da scegliere con cura la
costante di trasformazione della tachimetrica.
Quando l’errore sul target di velocità aumenta a causa per esempio dell’aumento del
carico che ne determina la diminuzione della velocità, l’uscita del controllo di
velocità aumenta proporsionalente segnalamdo al loop interno che è richiesta
maggiore coppia per vincere l’aumento del carico
In questo esempio si assumeva che il campo di lavoro del motore è quello lineare
(tra coppia e velocità), ma in pratica ci sono errori rispetto al target di velocità molto
grandi che portano anche per brevi periodo a far funzionare il motore lontano dal
campo lineare.
103
6 BANCO PROVA PORTATA
Per verificare le prestazioni in termini di portata e pressione ottenute sui ventilatori è
stato necessario realizzare un banco prova costituito da un tubo Venturi
equipaggiato con un misuratore differenziale di pressione statica.
Il tubo Venturi è uno strumento di misura indiretta della portata d’aria ottenuta dalla
misura della diferenza di pressione tra due punti di sezione diversa del tubo stesso.
Esso consiste in un ingresso convergente collegato ad un tratto cilindrico che a sua
volta è collegato ad una sezione conica di espansione.
6.1 Principi del metodo di misurazione e calcolo
Il tubo Venturi è installato sulla tubazione nella quale il fluido si muove.
La portata in massa è determinata dalla misura della differenza di pressione e dalla
conoscenza delle condizioni del fluido con la seguente formula:
E la portata volumetrica si ottiene
Dove
ρ:
densità del fluido alla temperatura e pressione della misura
ε:
expansibility factor (dovuto alla comprimibilità del fluido)
:
differenza di pressione esiste tra la sezione a monte e la sezione di gola del
Venturi
β:
rapporto tra i diametri
D, d :
sono i diametri massimo e minimo delle sezioni di lavoro del tubo Venturi
C:
discharge coefficient (dipende dalla tipologia di tubo Venturi)
104
E ' necessario conoscere la densità e la viscosità del fluido in condizioni di lavoro.
Nel caso di un fluido comprimibile, è anche necessario conoscere l'esponente
isoentropico del fluido nelle condizioni di lavoro.
6.2 Tipologie di tubo Venturi
Il campo di applicazione della norma UNI 5167-4:2003 è definto anche da come i
tubi Venturi sono realizzati.
Tre tipi di standard di tubi Venturi sono definiti in base al metodo di lavorazione
della superficie interna del cono d'ingresso e il profilo all'intersezione del cono
d'ingresso e il tratto centrale.Sono previsti tre metodi di realizzazione che sono:

Fusione

Macchina utensile

Lamiera di acciaio piegata e saldata
Sono definiti i limiti al la rugosità dati dalla lavorazione, numero di Reynolds e
rapporto β per ogni tipologia.
Nel caso di tubo Venturi realizzato con lamiera piegata i limiti previsti dalla norma
sono:
 200 < D < 1200

0,4 < β < 0,7
 2 * 10 5 < Red < 2 *
Nel caso in esame è stato realizzato un tubo Venturi dove il diametro D = 150 mm in
lamiera di acciaio calandrata e saldata anche se il diametro è inferiore al limite
previsto dalla norma.
La scelta della dimensione D= 150 mm è data dal diametro della sezione di uscita
dei ventilatori da testare e dalla disponibilità delle sole attrezature per la lavorazione
dei laminati.
.
Il rapporto β tra i diametri è pari a
La stima del numero di Reynolds (ReD) alla portata considerata massima misurabile
di 800 m3/h
105
Dove:
U:
velocità media del fluido [m/s]
L:
diametro [m]
n:
viscosità cinematica dell’aria = 1,5 *10-5 m2/sec alla temperatura di 20°
Il valore del discharge coefficient C è stato definito pari a 0,985.
6.2.1
Calcolo del fattore di espansibilità ε
Il fattore ε è stato stimato riducendo al minimo gli errori tra una serie di misure
eseguite su un ventilatore con caratteristiche note e misurate su un banco prova
portata/pressione di precisione superiore.
Le indicazioni riportate sulla norma per la stima del fattore ε non possono essere
seguite in quanto il rapporto tra la pressione statica di ingresso e nella gola è
inferiori ai valori di 0,75.
6.2.2
Tubo Venturi
Nella realizzazione del tubo Venturi sono stati rispettati le specifiche dimensionali
previste dalla norma UNI 5167-4:2003 ed è stato ottenuto il progetto come indicato
nei disegni dimensionali che seguono. La pressione statica è misurata in modo
mediato con più prese di pressione nella stessa sezione del tubo dove deve essere
eseguita la misura. Il carico fluidodinamico è simulato con una serracinesca posta
nella fine del tubo che viene posizionata manualmente prima di eseguire la lettura
delle pressioni determinando il punto di lavoro del ventilatore.
Serracinesca per
simulazione carico
Punti di lettura pressione statica
mediati nella sezione
Figura 93 – Disegni dimensionali tubo Venturi
106
I valori letti nel misuratore di pressione differenziale e statica sono inseriti in un
foglio di calcolo dove sono calcolati la portata e infine l’efficienza fluidodinamica.
Come misuratore di pressione differenziale è stato utilizzato il modello 512 campo
di misura da 0-2hPa della ditta TESTO con una precisione del 0,5% sul fondo scala
e risoluzione 0,001hPa.
Per poter calcolare l’efficienza è necessario acquisire per ogni punto di lavoro anche
la potenza attiva assorbita dal ventilatore.
Questa è misurata con un wattmetro modello VIP 396 della azienda ELCONTROL,
con una precisione del 1% sulla lettura della potenza, 1% sulla lettura della tensione
e banda di lettura fino alla 24th armonica.
Figura 94 – Wattmetro
Definizione foglio calcolo Venturi:
Diametro minore
d [m]
0,0843
Diametro maggiore
D [m]
0,15
Rapporto tra diametri d/D
Densità aria 20°C
Expansibility factors
Coefficiente di scarico
b
3
Den [kg/m ]
ε
C
p-greek
C/(1-b^4)^0,5
0,562
1,205
0,839
0,984
3,14
1,03708732
P1
Pres.
statica
ΔP
Differenza
di
pressione
Qv
Portata
volumetrica
Q
Portata
vol.
POT.
attiva
Velocità
angolare
[Pa]
[Pa]
[m3/s]
[m3/h]
[W]
misurata
misurata
Rif.norma
Qv*3600
Tabella 8 – foglio di calcolo Venturi
107
misurata
PF
Cos φ
EFF.
[rpm]
%
misurata
Mis.
(P1*Q1/
POTENZA)
/100
Figura 95 – Banco di prova
6.2.3
Verifica misurazioni con banco di riferimento
Per verificare l’attendibilità delle misure ottenute uno stesso ventilatore è stato
testato su un banco prova tarato del laboratorio R&D di Elica S.p.A.. Le corve
ottenute sono molto simili come è visibile dal grafico che segue, questo risultato ha
permesso di utilizzare lo strumento per lo sviluppo del progetto del nuovo sistema
ventilante.
Figura 96 – grafico portata / pressione per la caratterizzazione del venturi
108
7 SVILUPPO MOTORE TRIFASE
Il progetto del sistema ventilante, costituito da motore asincrono trifase più
controllo, ha come obiettivo la riduzione dei consumi energetici e la
massimizzazione dell’efficienza energetica così da ottenere la classe A
nell’applicazione del labeling del prodotto cappa aspirante per cucina.
Il progetto è stato sviluppato in modo sperimentale, ovvero per quanto riguarda il
solo motore
sono stati identificate le variabili fisiche che potevano essere
modificate e pianificate una serie di prove di laboratorio per misurare l’effetto delle
modifiche sul risultato finale.
Lo sviluppo dell’elettronica di controllo ha richiesto dei miglioramenti successivi
fino ad ottenere la soluzione finale attualemente in produzione.
7.1
Scenario iniziale e tecnologie a confronto
Ipotizzando di non modificare la compoente aerodinamica del sistema ventilante, le
tecnologie possibili nel momento dell’avvio del progetto erano:

Ottimizzare l’utilizzo dei motori a codensatore con un’efficienza
fluidodinamica massima dei ventilatori esistenti in azienda del 22%

Sviluppo dell’applicazione di un motore asincrono trifase

Sviluppo dell’applicazione di un motore a magneti permanenti in corrente
continua

Sviluppo dell’applicazione di un motore a magneti permanenti in corrente
alternata
Considerando che:

l’azienda utilizza già motori asincroni a condensatore che hanno un hardware e richiedono delle impianti di produzione simili al motore trifase

l’ holding stava sviluppando un motore a magneti permanenti in corrente
continua
La direzione aziendale ha deciso di sviluppare un motore trifase da installare su un
convogliatore e girante esistenti.
109
Punti di forza del progetto trifase

Fattibilità tecnica del motore ottenibile con le attrezzature già disponibili
presso l’azienda AIRFORCE e presso alcuni fornitori di motori elettrici
presenti nelle vicinanze dell’azienda

Modalità di costruzione simile al motore asincrono a condesatore quindi
con competenze di processo già presenti presso i costruttori di motori

Possibilità di ottenere un’efficienza meccanica del motore pari + 50% dei
motori asincroni attualmente utilizzati con la stessa portata massima
Punti di debolezza

Possibilità di ottenere un rendimento simile ad motore a condensatore
ottimizzato

Il motore trifase richiede un elettronica di controllo complessa e costosa di
fatto molto simile all’elettronica prevista per un motore a magneti
permanenti a corrente alternata 220V, che garantisce un’efficienza
meccanica superiore

Difficoltà nello sviluppo del progetto date dalla limitatà disponibilità di
strumenti idonei alla verifica e allo sviluppo di un sistema di controllo
dedicato

L’efficienza del motore dipende molto dalla qualità del controllo

Necessità di aumentare le dimensioni del motore per aumentare l’efficienza

La resa massima dell’utilizzo dell’inverter per motori trifase si ha nelle
condizioni di massima portata e non nel punto di massima efficienza del
sistema ventilante
Come è descritto nell’immagine che segue nel punto di massima efficienza
corrisponde un numero di giri al minuto di 2343, se andiamo a verificare lo
scorrimento conoscendo la frequenza di alimentazione di 50Hz otteniamo:
smax efficency = 1- (2343 / 50 * 60) = 0,22
nel punto di massima portata abbiamo:
smax portata = 1 – (1314 / 50 * 60) = 0,56
Lo scorrimento ideale è inferiore a 0,1, è evidente che l’ottimizzazione con
l’utilizzo di un controllo con frequenza variabile permette di ottenere il
110
massimo del risparmio energetico nella condizione di massimo carico, non
significativa nella qualificazione dei ventilatori.
CARATTERISTICA PORTATA/PRESSIONE MOTORE ASINCRONO A CONDENSATORE
500
450
400
350
2343 rpm
MAX EFFICENCY
300
250
Pressione [Pa]
200
150
100
50
1314 rpm
0
0
25
50
75
100 125 150 175 200 225 250 275 300 325 350 375 400 425 450 475 500 525 550 575 600 625 650 675 700 725 750
Portata [m3/h]
Figura 97 – caratteristica portata / pressione di un motore asincrono a
condensazione
7.2 Pianificazione sviluppo del motore
La fase iniziale ha riguardato la scelta del convogliatore e girante tra le varie
soluzioni esistenti con la maggiore resa fluidodinamica e portata massima ottenibile.
Le soluzioni possibili erano:
Convogliatore tipo
TN800 in alluminio e
girante 59 pale
Portata massima = 800
m3/h
Eff. Fluidodinamica
ottenibile ≈ 0,5
111
Convogliatore tipo
TN900 in plastica e
girante 38 pale
Portata massima = 650
m3/h
Eff. Fluidodinamica
ottenibile ≈ 0,4
Per sviluppare il primo prototipo di motore siamo partiti verificando le specifiche
dimensionali di un motore asincrono a condensatore con altezza di pacco statorico
40mm.
Le variabili che sono state soggette a controllo sono state:

Altezza pacco statorico

Numero spire

Sezione rame avvolgimenti
Successivamente sono stati modificati il numero e forma delle cave di statore, la
tipologia di materiale, il traferro e l’altezza delle corone di rotore.
I primi campioni realizzati avevano le seguenti caratteristiche:
1^ Trifase pacco statorico h 35 mm acciao ricotto – n. spire avvolgimento 420 –
∅rame 0.22 mm
2^ Trifase pacco statorico h 35 mm acciao ricotto – n. spire avvolgimento 360 –
∅rame 0.25 mm
3^ Trifase pacco statorico h 35 mm acciao ricotto – n. spire avvolgimento 380 –
∅rame 0.28 mm
4^ Trifase pacco altezza 27 mm acciao ricotto – n. spire avvolgimento 420 –
∅rame 0.22 mm
5^ Trifase pacco altezza 27 mm acciao ricotto – n. spire avvolgimento 460 –
∅rame 0.22 mm
112
Tutti i campioni sono stati avvolti con sistema embricato.
Lo schema seguente ne descrive la modalità con cui sono stati disposti gli
avvolgimenti. Esistono altre modalità di avvolgimento che sono l’ondulato e il
concentrico, la scelta è stata dettata dall’esperienza dei costruttori di motori.
Figura 98 – Schema avvolgimento embricato
Per poter mettere in funzione un motore trifase alimentato da una linea monofase è
necessario un controllo ad inverter. Nella fase iniziale, il controllo dedicato
all’applicazione non era ancora stato sviluppato, quindi abbiamo utilizzato un
inverter commerciale.
L’inverter utilizzato è del tipo ―scalare‖ con controllo tensione frequenza a ciclo
aperto dove è possibile programmare la funzione di proporzionalità tra tensione e
frequenza erogate e regolare una delle due variabili con il potenziometro di
interfacia utenza.
113
Figura 99 – inverter per le prove di sviluppo progetto
250
200
Volt
150
100
50
0
0
10
20
30
40
50
60
70
80
Hz
Figura 100 – curva V/F di programmazione inverter
Il significato del temine ―scalare‖, utilizzato per caratterizzare un controllo dal punto
di vista commerciale è dato dalla regolazione della frequenza e tensione secondo una
legge di proporzionalità predefinità che l’utente può modificare, come ad esempio
una retta con coefficiente angolare 4,4.
Questo semplice strumento di pilotaggio ci ha permesso di sviluppare il motore
parallelamente al controllo e di definire gli obietivi di efficienza del sistema che
dovevano essere almeno quelli ottenuti dall’inverter commerciale.
114
7.3 Sintesi del confronto fra diverse modalità di
controllo
Come descritto nel capitolo precedente è importante che il motore lavori secondo le
codizioni di alimentazione che garantiscano il flusso magnetico di progetto.
Con un controllo tensione frequenza ―scalare‖ il flusso ottimale è ottenuto con
determinati valori di tensione e frequenza il cui rapporto dovrà mantenersi costante
così da mantenere il funzonamento del motore nel suo campo di ottimo e avere in
uscita una coppia costante.
Queste ipotesi sono valide se il motore si trova a lavorare nella zona lineare tra
coppia e velocità con uno scorrimento basso.
Nel nostro caso non è noto il flusso magnetico di progetto quindi è stato necesario
analizzare diversi rapporti (V/f) per capire quale era la condizione ottimale.
Ogni motore può avere condizioni di controllo ottimali diverse quindi per ogni
motore sono state ripetute le prove.
Per ogni motore è stata determinata la migliore condizione di alimentazione
utilizzata poi nel confronto tra le varie versioni di motore.
A seguire sono riportatai i grafici dove sono verificate le modalità di controllo
ottenute nelle condizioni di lavoro del ventilatore con uscita libera
TN800-TRIFASE 1^ VERSIONE
300
250
P [W]
200
4,4
2,2
8,8
150
100
50
0
0
200
400
600
800
1000
1200
1400
1600
1800
Rpm
Figura 101 – grafico delle prestazioni / potenza / rpm con V/f variabile del
motore trifase ver.1, condizioni di lavoro uscita libera
115
TN800-TRIFASE 2^ VERSIONE
350
300
4,4
P [W]
250
2,2
8,8
200
150
6,6
3,3
100
50
0
0
200
400
600
800
1000
1200
1400
1600
1800
2000
Rpm
Figura 102 – grafico delle prestazioni / potenza / rpm con V/f variabile del
motore trifase ver.2, condizioni di lavoro uscita libera
TN 800 - TRIFASE 3^VERSIONE
3^ versione V/F=4,4
3^ versione V/F=3,3
250
P [W]
200
150
100
50
0
0
100
200
300
400
500
600
700
800
900
1000
1100
1200
1300
1400
1500
1600
1700
1800
1900
Rpm
Figura 103 – grafico delle prestazioni / potenza / rpm con V/f variabile del
motore trifase ver.3, condizioni di lavoro uscita libera
Dai grafici si evidenzia che il rapporto V/f = 4.4 è l’ottimale per tutte e tre le verioni
di motore.
Un lieve vantaggio si può avere a bassi giri con il rapporto V/f = 3,3 in quanto la
coppia richiesta da un vetilatore è funzione del quadrato del numero di giri quindi a
parità di frequenza viene fornità meno tensione per produrre meno coppia all’albero
con una lieve riduzione dei consumi.
116
7.4 Confronto tra le varie versioni di motore
Sono stati confrontati i tre campioni di motore alimentati con l’inverter OMRON
nella condizione di controllo ottimale precedentemente studiata.
I valori di potenza sono stati misurati con un analizzatore di energia modello
ELCONTRO - VIP 96 ―da quadro‖ con una banda passante di 24 armoniche28, ed è
stato stimato un errore in difetto del 5% sui valori misurati
2^ ver
CONFRONTO TRIFASE 35 1^, 2^, 3^ versione su TN800
1^ ver
300
tn800
Condizione di lavoro: bocca libera
3^ ver
differenza 3^
VER
250
245
3^ VER 3,3
237
222
200
196
222
190
178
P [W]
150
150
140
145
100
105
100
95
86
58
50
50
9,8
9 10
9
0
0
200
11
35
30
27
18
15
15
400
600
143
122
113
45
54
30
800
1000
1200
1400
1600
1800
2000
-35,6
-50
-64,8
-74,7
-100
-42,3
Rpm
Figura 104 – grafico di confronto motori trifase H35 versioni 1,2,3 su
convogliatore TN800
Come si evince dal grafico precedente, il motore che nella condizione di massima
portata da una risposta migliore, in termini di W/giri che equivale a W/m3/h, è il
motore con minor numero di spire e maggiore sezione.
Questo primo risultato ci indica che è importante ridurre la resistenza degli
avvolgimenti per poter erogare maggiore coppia grazie al più facile passaggio della
corrente, aumentandone il rendimento.
28
Non viene rilevate il contenuto armonico con frequenza superiore a 1200 Hz
117
Ritornando alla formula del calcolo di B ―densità di campo magnetico‖ vediamo che
esso è dato dalla seguente relazione:
Dove
µ0 :
N:
I:
g:
permeabilità magnetica dell’aria
numero di spire
corrente che circola nelle spire
lunghezza del traferro
B dipende in modo lineare sia dal numero di spire che dalla corrente, ma la quantità
di corrente dipende a sua volta dalla resistenza e l’aumento del numero di spire
(ipotizzando con la stessa sezione) comporta un aumento della resistenza e una
diminuzione della corrente.
Dall’esperienza dei costruttori di motori è noto che la diminuzione di corrente è tale
da annullare l’aumento della densità di campo magnetico generato dall’aumento del
numero di spire.
Vista la possibilità di variare la dimensione del pacco statorico e la necessità di
ottimizzare i costi è stata verificata la versione con altezza di pacco statorico ridotta
da 35 mm a 27 mm e sono stati realizzati i seguenti campioni da installare sul
convogliatore tipo TN900 con 38 pale.
4^ Trifase pacco altezza 27 mm – n. spire avvolgimento 440
5^ Trifase pacco altezza 27 mm – n. spire avvolgimento 460
118
TRIFASE 27 1,2 SU TN 900
TN900
300
TRIFASE 27 1^ VER
TRIFASE 27 2^ VER
TRIFASE 27 1^ 3,3
Condizione di lavoro: bocca libera
DIFFERENZA 2^
250
240
200
200
190
180
170
155
150
154
133
122
115
100
132
130
95
78
73
64
55
50
1215
52
46
46
28
25
21
17
15
11
0
0
100
200
300
400
500
600
700
-50
800
900
1000 1100 1200 1300 1400 1500 -16,1
1600 1700 1800 1900 2000 2100
-51,6
-51,9
-61,8
-100
Figura 105 – grafico di confronto motori trifase H27 versioni 4,5 su
convogliatore TN900
Sullo stesso convogliatore sono stati valutati anche gli altri campioni di motore
trifase da 35 mm ottenendo i seguenti risultati:
TRIFASE 35 1,2,3 SU TN 900
TN900
350
TRIFASE 35 1^ 420 VER V/f=4,4
Condizione di lavoro: bocca libera
TRIFASE 35 2^ 360 SPIRE
300
TRIFASE 380 RICOTTO V/f=4,4
283
TRIFASE 380 RICOTTO V/f= 3,3
266
DIFFERENZA 3^
250
218
220
200
187
175
155
150
133
100
154
125
120
120
110
107
103
95
160
152
133
106
93
70
55
50
12
12
11
8
0
0
30
23
23
17
1414
11
56
42
42
34
53
55
MIGLIORAMENTO
MEDIO
55 %
18
500
1000
1500
2000
-31,6
-50
-67,3
-64,2
-60,2
-100
Figura 106 – grafico di confronto motori trifase H35 versioni 1,2,3 su
convogliatore TN900
119
Dai grafici precedenti si evidenzia che la 3^ versione del motore con pacco statorico
35 risulta la più vantaggiosa per ogni applicazione (convogliatore-girante TN800 –
TN900), quindi l’utilizzo di un solo tipo di motore asincrono trifase con pacco
statorico 35mm permette di ottenere la soluzione migliore dal punto di vista
energetico, con un lieve aumento di costi che potrà essere recuperato da una
economia di scala e semplicità di gestione.
Purtroppo questa analisi, anche se indispensabile per lo sviluppo del progetto si base
sull’ipotesi che il risparmio energetico fosse valutato solo alla portata massima dove
l’efficacia dell’applicazione di un controllo ad inverter è molto evidente. In realtà le
classi energetiche che sono state proposte successivamente considerano come
riferimento la massima efficienza del sistema ventilante e la potenza assorbita nel
punto di massima efficienza29.
29
Il punto di massima efficienza del ventilaztore è stato identificato con BEP (Best
efficiency point)
120
7.5 Specifiche di sviluppo driver di controllo –
primi risultati
Il primo controllo motore è stato sviluppato in collaborazione con la società SPES di
Fabriano.
Il controllo è di tipo V/f dove è prevista la retrazione della corrente di linea, valore
utilizzato per variare i parametri di lavoro e limitare la portata massima del
ventilatore.I risultati di efficienza dovevano essere almeno pari ai valori rilevati con
l’inverter OMRON. Sono state sviluppate tre release della scheda elettronica di
controllo; la prima versione ha dato i risultati riportati nel grafico successivo.
Gli assorbimenti del sistema motore più controllo ai giri corrispondenti alla massima
velocità del motore asincrono a condensatore TN800 esistente sono quasi gli stessi e
molto distanti dai valori target.
Questo ha richiesto ulteriori miglioramenti del firm-ware di controllo che nelle
successive release è stato completamente riscritto.
Inoltre la versione di scheda 501.0 aveva dei notevoli problemi di affidabilità dovuti
a molti disturbi elettromagnetici che andavano ad interferire nell’attivazione e
disattivazione
degli
IGBT
che
costituiscono
l’inverter
determinando
un
surriscaldamento fino all’incendio della scheda dopo circa un’ora di funzionamento
a temperatura ambiente.
Valori degli assorbimenti misurati a uscita libera su convogliatore TN800
Confronto con ultimi risultati file SPES PARAMETRI DI CONTROLLO 2.0, 2.3, 2.5, 1.1- scheda 501.0
250
237
230
222
200
196
170
150
145
W
130
100
95
95
78
50
46
9
0
0
200
11
9
400
143
122
113
600
800
VALORI SCHEDA SPES
VALORI TARGET
TN 800
86
VERSIONE 1.1
VERSIONE 2.3
54
VERSIONE 2.5
2530
15
178
AIRFORCE 3,3
1000
1200
1400
1600
1800
2000
rpm
Figura 107 – grafico di confronto delle prestazioni scheda Spes 501.0
121
Grandezze Normalizzate
Qc
Ptotc
Pstac
[m3/h]
[Pa]
[Pa]
470
16
470
29
468
468
92
455
454
174
439
434
325
411
395
426
382
355
471
367
334
517
351
311
566
334
287
608
317
263
652
298
235
676
288
220
703
274
200
726
260
181
751
247
163
775
232
143
789
223
130
820
203
103
839
190
85
875
164
51
882
160
45
893
152
33
899
146
26
904
144
23
909
140
17
916
137
12
920
135
9
922
133
7
932
129
0
Grandezze Acquisite
Pwg
[W]
99
101
108
120
149
170
179
189
200
209
219
225
232
237
244
251
254
262
267
276
278
280
283
284
286
287
288
289
292
Amp.
0,96
0,98
1,03
1,13
1,36
1,52
1,60
1,67
1,76
1,82
1,90
1,94
1,99
2,03
2,08
2,13
2,16
2,21
2,24
2,31
2,32
2,34
2,36
2,37
2,38
2,39
2,40
2,40
2,42
Volt
231
231
231
231
231
231
230
231
231
231
230
230
231
230
230
230
231
231
230
230
230
230
230
230
230
230
230
231
231
CosFi
0,438
0,439
0,443
0,448
0,462
0,47
0,474
0,477
0,481
0,484
0,487
0,489
0,491
0,492
0,494
0,497
0,497
0,499
0,501
0,503
0,504
0,504
0,505
0,505
0,506
0,506
0,506
0,506
0,508
N[RPM]
2762
2756
2724
2669
2532
2431
2380
2326
2267
2213
2153
2122
2080
2045
2000
1960
1938
1886
1851
1791
1781
1761
1745
1742
1733
1726
1715
1716
1700
IEC
0,0
0,1
1,1
3,8
13,2
22,7
27,8
33,4
40,1
46,3
53,1
57,1
61,8
65,9
70,5
75,1
77,9
84,1
88,0
95,6
97,1
99,7
101,1
102,1
103,4
104,8
105,7
106,2
108,5
MAX EFFICIENZA
Efficienza
2,14%
3,69%
10,73%
17,50%
24,03%
24,81%
24,45%
23,66%
22,50%
21,24%
19,43%
18,39%
16,87%
15,42%
13,94%
12,29%
11,25%
8,95%
7,42%
4,46%
3,96%
2,95%
2,28%
2,01%
1,50%
1,09%
0,77%
0,61%
0,00%
24,8%
Tabella 9 – misure portata / pressione / assirbimenti elettrici del motore trifase
ver.3 inverter Omron
Il motore selezionato è stato testato su un banco di misura portata-pressione del
laboratorio ELICA S.p.A. ottenedo come risuoltato di efficienza massima 24,8%
comandato con controllo inverter nelle condizioni di lavoro ottimali individuate
come descritto nei paragrafi precedenti.
7.6
Sviluppi successivi del motore trifase
Per poter migliorare le prestazioni del motore è stato necessario sostituire il
costruttore di motori in quanto non aveva a disposizione stampi per ottenere pacchi
122
statorici di altezze maggiori che hanno avrebbero permesso di ridurre ancora gli
assorbimenti.
Con il nuovo costruttore sono stati realizzati altri campioni con altezza di pacco
statorico di 40mm e 50mm.
7.6.1 Risultati motore trifase h40- 24 cave e scheda spes 501.1
Successivamente è stato messo a punto un nuovo motore trifase con altezza di pacco
statorico 40 mm e 24 cave acciao al silicio 30, mantenendo la sezione del filo di rame
a 0,28mm e con 200 di spire per fase.
La precedente versione era costituita da uno statore di altezza 35mm e 18 cave,
sezione filo di rame 0,28mm e con 190 spire per fase. Quindo gli avvolgimenti di
statore non sono stati modificati in modo sostanziale.
L’aumento dell’altezza del pacco statorico e del rotore permette di diminuire gli
assorbimenti a parità di coppia prodotta, l’aumento delle cave rende il flusso
magnetico generato da ogni avvolgimento più distribuito e quindi può evitare
saturazioni localizzate del circuito magnetico e minori vibrazioni nella rotazione.
In questo caso abbiamo ottenuto un aumeto di efficienza di circa 2% ottenuta con il
controllo dedicato rispetto al motore precedente comandato con inverter OMRON,
quindi le modifiche hanno dato dei miglioramenti apprezzabili.
Di seguito sono riportate le specifiche dimensionali, le misure dei parametri elettrici
dei campioni prodotti del motore e le curve di prestazione fluidodinamica ottenute
con il controllo SPES versione 501.1.
30
Acciaio magnetico al silicio a bassa perdita, che ne aumenta il rendimento
contenendone il riscaldamento
123
Figura 108 – disegno tecnico d’assieme del motore trifase H40
124
125
126
Figura 109 – caratteristica portata / pressione motore trifase H40, controllo Spes
501.1
127
delta
P
Q
[Pa]
[m3/h]
IEC
POTENZ
A
RPM
PF
I
FREQ
V
EFF
118
118
863,84
93
276
2033
0,6
2
50
230
10,3%
156
905
816,09
83
258
2105
0,6
1,89
50
230
13,7%
211
757
746,38
70
239
2200
0,6
1,75
50
230
18,3%
283
545
633,30
50
212
2349
0,6
1,56
50
230
23,5%
336
383
530,90
35
185
2464
0,6
1,38
50
230
26,8%
381
254
432,34
23
163
2563
0,57 1,23
50
230
28,1%
394
223
405,10
21
158
2592
0,58
1,2
50
230
28,1%
404
196
379,79
18
153
2620
0,57 1,15
50
230
27,9%
426
129
308,11
12
137
2679
0,57 1,04
50
230
26,6%
440
70
226,97
6,4
121
2740
0,57 0,93
50
230
22,9%
457
15
105,07
1,4
100
2808
0,56 0,78
50
230
13,3%
480
0
0,00
0
94
2830
0,56 0,72
50
230
0,0%
P1
9° VELOCITA'
[Pa]
Tabella 10 – misure portata / pressione /assorbimenti elettici del ventilatore
TN800 – motore H40 – scheda Spes 501.1 alla velocità 9
8° VELOCITA'
P1
delta
P
Q
[m3/h]
IEC
POTENZA
RPM
PF
I
FREQ
V
EFF
92
767
751,30
71
224
1799
0,59
1,65
50
230
8,6%
123
697
716,19
64
214
1879
0,59
1,58
50
230
11,4%
165
609
669,46
56
202
1976
0,58
1,5
50
230
15,2%
234
455
578,65
42
181
2146
0,58
1,36
50
230
20,8%
290
323
487,54
30
162
2296
0,57
1,21
50
230
24,2%
333
232
413,20
21
146
2408
0,57
1,11
50
230
26,2%
353
190
373,93
17
139
2461
0,58
1,05
50
230
26,4%
380
134
314,03
12
127
2539
0,57
0,95
50
230
26,1%
406
74
233,36
6,8
110
2633
0,57
0,83
50
230
23,9%
432
14
101,50
1,3
88
2735
0,56
0,68
50
230
13,8%
456
0
0,00
0
82
2767
0,56
0,63
50
230
0,0%
Tabella 11 – misure portata / pressione /assorbimenti elettici del ventilatore
TN800 – motore H40 – scheda Spes 501.1 alla velocità 8
128
Questa soluzione permetteva alle cappe in cui veniva installato il ventilatore di
ottenere la classe A di efficienza energetica nel rispetto del primo draft di metodo
per il calcolo della classe energetica proposto dal CECED alla commisione europea.
(appendice A).
129
La versione definitiva del motore ha un pacco statorico con altezza 50 mm, i tre
avvolgimenti costituiti da 200 spire da 0,28mm con la riduzione al massimo
possibile del traferro e controllato dalla versione 501.2 della scheda di potenza dove
ne è stato migliorato l’hardware e potenziati i microprocessori di pilotaggio del
ponte inverter.
Il firm-ware del controllo motore doveva essere un field oriented controll, ma la
mancanza di alcuni dati costruttuivi del motore non ha permesso di sfruttare al
massimo le potenzialità del controllo che resta di tipo tensione-frequenza con
gestione separata dei due parametri.
Figura 110 – scheda di controllo ad inverter Spes 501.2
L’aumento dell’altezza dello statore/rotore mantenendo costante la resistenza degli
avvolgimenti ha permesso di ottenere un aumento di efficienza di due punti
percentuali che permettono di di ottenere ancora la classe A in gran parte delle cappe
prodotte dall’azienda in riferimento all’attuale proposta di calcolo della classe
energetica.
130
Di seguito sono riportate le specifiche dimensionali, le misure puntuali delle
massime velocità e le curve caratteristriche di tutte le velocità impostate:
Figura 111 – disegno tecnico d’assieme del motore H50
Figura 112 – disegno tecnico rotore motore
131
Figura 113 – caratteristica portata / pressione motore trifase H50 ricotto – scheda Spes 501.2
132
Pressione [Pa]
0
50
100
150
200
250
300
350
400
450
500
0
25
50
75
IEC
RIC
1^ INV
1^
2^
3^
4^
5^
6^
7^
8^
9^
Portata [m3/h]
100 125 150 175 200 225 250 275 300 325 350 375 400 425 450 475 500 525 550 575 600 625 650 675 700 725 750 775 800 825 850
CARATTERISTICA PORTATA/PRESSIONE MOTORE TRIFASE H50 - SCHEDA SPES 501.2
9^ - trifase h50 scpes
501.2
P
delta P
Q
Pa
Pa
[m3/h]
IEC
POTENZA
RPM
EFF
98
877
803,37
81
180
1906
12,1%
189
684
709,48
63
176
2090
21,2%
272
521
619,20
48
177
2300
26,4%
340
391
536,42
36
176
2466
28,8%
362
314
480,70
29
164
2508
29,5%
377
266
442,44
24
154
2536
30,1%
397
189
372,94
17
139
2577
29,6%
425
65
218,71
6
104
2660
24,8%
450
0
0,00
0
80
2718
0,0%
8^ - trifase h50 scpes
501.2
Tabella 12 – misure portata / pressione /assorbimenti elettici del ventilatore
TN800 – motore H50 ricotto – scheda Spes 501.2 alla velocità 9
P
delta P
Q
Pa
Pa
[m3/h]
IEC
POTENZA
RPM
EFF
95
835
783,89
77
175
1872
11,8%
180
657
695,34
60
172
2057
20,2%
255
502
607,81
46
170
2225
25,3%
294
360
514,71
33
150
2308
28,0%
327
239
419,38
22
129
2372
29,5%
360
114
289,64
10
104
2446
27,9%
374
29
146,09
2,7
80
2507
19,0%
393
0
0,00
0
70
2539
0,0%
Tabella 13 – misure portata / pressione /assorbimenti elettici del ventilatore
TN800 – motore H50 ricotto – scheda Spes 501.2 alla velocità 8
133
4^ - trifase h50 spes
501.2
P
delta P
Q
Pa
Pa
[m3/h]
62
534
626,88
120
424
219
POTENZA
RPM
EFF
0,839 49
97
1506
11,1%
558,59
0,839 39
97
1675
19,2%
246
425,48
0,839 23
97
1981
26,7%
260
186
369,97
0,839 17
95
2120
28,1%
285
85
250,11
0,839 7,8
77
2187
25,7%
292
26
138,32
0,839 2,4
64
2226
17,5%
305
0
0,00
55
2250
0,0%
E
IEC
0,839
0
Tabella 14 – misure portata / pressione /assorbimenti elettici del ventilatore
TN800 – motore H50 ricotto – scheda Spes 501.2 alla velocità 4
7.6.2
Curve di coppia del motore H50
Per conoscere il comportamento del solo motore e capire se la zona di ―ottimo‖
fluidodinamico corrisponde con la zona di ―ottimo‖ del motore è stato necessario
misurare la curva di coppia del motore con il controllo dedicato.
Tempo
s
315
387
427
462
499
561
626
682
739
783
848
902
966
1042
1104
1162
1218
Velocita
rpm
2793
2752
2706
2653
2606
2554
2505
2454
2410
2309
2211
2095
1997
1873
1813
1713
1605
Coppia
Nm
0,016
0,047
0,106
0,166
0,217
0,264
0,305
0,341
0,368
0,384
0,395
0,414
0,437
0,452
0,485
0,588
0,671
Potenza
Resa
W
4,6
13,5
30
46,1
59,5
70,9
80,3
88
93,1
93,1
91,8
91
91,7
88,9
92,3
105,8
113,1
Potenza
Assorbita
W
43,71
60,17
78,06
97,99
116,40
134,40
151,37
166,23
177,49
180,45
180,22
182,55
182,32
181,43
193,43
223,22
257,18
Rendiment
o
%
10,5%
22,4%
38,4%
47,0%
51,1%
52,8%
53,0%
52,9%
52,5%
51,6%
50,9%
49,9%
50,3%
49,0%
47,7%
47,4%
44,0%
Tensione Corrente
V
A
230,9
0,361
229,9
0,504
227,5
0,653
228,7
0,807
229,1
0,92
229,5
0,988
229,6
1,033
229,2
1,077
229,7
1,073
229,3
1,074
231,4
1,046
230,2
1,055
233,3
1,07
233,6
1,078
234,4
1,081
233,4
1,124
234,2
1,154
Tabella 15 – misure prova di coppia motore H50 ricotto
134
CosFi
0,514
0,531
0,536
0,552
0,554
0,564
0,572
0,586
0,586
0,587
0,579
0,576
0,586
0,591
0,59
0,599
0,609
Curva caratteristica motore H50 statore ricotto vel. max - controllo 501.2
0,8
0,7
0,6
Nm
0,5
0,4
0,3
0,2
0,1
0
0
250
500
750
1000
1250
1500
1750
2000
2250
2500
2750
rpm
3000
Figura 114 – curva caratteristica motore H50 ricotto – controllo 501.2 alla
amassima velocità
RENDIMENTO MOTORE CON STATORE RICOTTO CONTROLLO SPES 501.2
60
SPES MAX VELOCITA'
50
rendimento %
40
30
20
10
0
1400
1600
1800
2000
2200
2400
2600
2800
3000
rpm
Figura 115 – grafico del rendimento motore H50 ricotto – controllo 501.2
Dall’analisi delle curve di rendimento del motore si evidenzia che il range di giri che
ha dato il maggiore rendimento è compreso tra
2500 rpm e 2550 rpm che
coincidono con il range si massima resa del ventilatore.
Inoltre è possibile dedurre anche il rendimento fluidodinamico del ventilatore
dividendo il rendimento del sistema ventilante per il rendimento meccanico del
motore è si ottiene circa 55%.
135
7.6.3
Caratteristiche del controllo
L’algoritmo di controllo motore valido sia per il motore con altezza di pacco 40mm
che 50mm installato nelle schede versione 501.1 e 501.2 è stato sviluppato
vincolando due condizioni di lavoro che sono la portata massima e metà carico che
corrisponde all’incirca alla condizione dove si ottiene il massimo rendimento del
ventilatore. Sarebbe stato più opportuno aumentare il numero di vincoli per avere
una risposta del ventilatore migliore in più condizioni di lavoro. La scelta è stata
dettata dal limite di risorse impigate nello sviluppo dell’elettronica. Nella tabella che
segue sono indicati gli obiettivi da rispettare per avere un risultato accettabile dal
sistema di controllo che sono dati dalla potenza assorbita e numero di giri nella
condizione di corrispondente
VELOCITA’
RPM
BEP
POTENZA
ASSORBITA [W]
- BEP
Ricircolo
800
20
1
1310
32
2
1528
43
3
1840
61
4
2080
78
5
2143
84
6
2234
95
7
2280
100
8
2330
106
9
2380
111
10
2560
135
RPM
CARICO MAX
600
(200 m3/h)
1100
(450 m3/h)
1150
(450 m3/h)
1200
(500 m3/h)
1250
(520 m3/h)
1300
(530 m3/h)
1400
(580 m3/h)
1500 –
(620 m3/h)
1600 –
(670 m3/h)
1700 –
(700 m3/h)
1857
(780 m3/h)
POTENZA
ASSORBITA [W]
CARICO MAX
20
46
50
55
63
65
83
100
115
130
165
Tabella 16 – Tabella specifiche di programmazione firmware di controllo
136
Figura 116 – carico BEP di riferimento
La condizione di lavoro che riproduce all’incirca il punto di massimo rendimento è
ottenuta con l’applicazione di un carico noto al ventilatore realizzato con un tubo di
diametro 150mm con sezione parzialmente chiusa, la condizione di portata massima
è simulata con il ventilatore con uscita libera.
Il tubo che simula il carico di massima efficienza BEP (Best efficiency point) è stato
fornito al costruttore della scheda elettronica da applicare all’uscita del ventilatore
necessario per sviluppare il controllo.
Le specifiche sono rispettate in modo accettabile alla massima portata e potrebbero
essere migliorate nella condizione di
BEP (Best Efficiency Point) con
l’implemetranzione del modello matematico preciso del motore e un algiritmo di
controllo di tipo vettoriale.
In ogni caso la soluzione implementata soddisfa l’obiettivo di classificare il prodotto
nella Classe A in ogni proposta in approvazione alla Comunità Europea.
137
8 PROGETTO LED
Da un’analisi dei prodotti sul mercato si evidenzia che gran parte di essi, anche se
molto simili nelle parti che li compongono e appartenenti alla stessa categoria,
hanno il sistema di illuminazione costituito da lampade alogene con un maggiore
consumo energetico, ovvero pari a 40 W complessivi (2 x 20W).
Dotare la cappa di un’illuminazione a led comporta una riduzione del consumo
energetico per illuminazione del 80% .
8.1 Idea e design
L’esigenza che ha spinto l’azienda ha sviluppare un proprio sistema l’illuminazione
è data dalla necessità di ridurre i consumi e dall’idea di creare un faretto di forma
rettangolare, di dimensioni e rifiniture confacenti alle linee estetiche dei nuovi
modelli di cappe.
Inoltre la produzione in proprio comporta un recupero dei costi rispetto all’acquisto
presso fornitori.
Di seguito è riportato il modello 3D del faretto così come era stato inizialmente
ideato:
Figura 117 – housing faretto led
138
8.2 Progetto e scelta dei componenti
La prima fase di sviluppo ha previsto la ricerca sul mercato dei moduli led che
avessero:
 prestazioni di luminosità di almeno 230 lumen
 forma sottile e rettangolare
 affidabilità adatta all’applicazione, ovvero resistere all’umidità e
temperature tipiche dell’ambiente che si crea sopra il piano cottura di una
cucina
 un’analisi preliminare dei tipi di faretti già in commercio valutando le
caratteristiche tecniche e lo stato di sviluppo del prodotto finito già
disponibile sul mercato
La scelta è stata diretta verso un led del costruttore CITIZEN
Figura 118 – dettaglio del modulo led
Con le caratteristiche nominali che seguono:
Dimensionali/applicative
Slim type linear light-emitting package.
This product is applicable to a wide variety of light source modules.
Metal core PCB is not required.
Funzionali
Flusso luminoso: min 170 lm - max 245 lm
Potenza (nominale): 3W
Colore: 4000K – bianco neutro
Figura 119 – diagramma temperatura colore
139
Affidabilità
Figura 120 – grafico lumen / tempo di vita del led
Dopo 10.000 ore di funzionamento con una temp. di giunzione di 120°C emette
ancora l’85% del flusso luminoso iniziale.
Se stimiamo 3 ore di funzionamento al giorno 10.000 ore di funzionamento sono
paragonabili a 10 anni di utilizzo
140
8.3 Prototipi realizzati
1° Prototipo In Alluminio
2° Prototipo in zama alettato su cui sono
state eseguite le prove di funzionalità
Figura 121 – foto dei prototipi #1 e #2 del faretto led
8.4 Test di funzionalità
8.4.1
Prove di temperatura eseguita su fuochi a gas
Temperatura misurata su case = 79 °C come ottenuta posizionando la termocoppia
sul lato della base in alluminio del modulo led, come da schema seguente:
Figura 122 – dettaglio posizionamento termocoppia su modulo led
Dal datasheet del componente abbiamo che:
RJ-C = Resistenza termica giunzione p-n case (base in alluminio del led)= 6 °C/W
141
Dalla misura della temperatura dal case Tc possiamo ricavare la temperatura di
giunzione in base ai parametri dell’alimentazione:
Vf = 10,5 V, If = 0,350 A
Pd = Potenza dissipata = Vf*If = 10,5*0,350 = 3,675 W
Tj = Tc + Rj-c * Pd = 79 °C + 6 °C/W * 3,675 W = 101,05 °C
Tj = 101,05 °C < 120 °C T max
8.4.2
Prove di temperatura eseguita pannello in legno truciolare
Nello sviluppo del faretto led è stata valutata la possibilità di vedere il prodotto
come accessorio per cucine da installare in pannelli di legno truciolare.
Per atnto sono state eseguite le misure di temperatura anche con il faretto inserito in
un pannello in legno truciolare.
Temperatura misurata sul case = 52 °C
N.B.: Il vano creato sul pannello in legno truciolare non è passante
Figura 123 – foto posizionamento termocoppia e installazione su pannello
truciolare
Le temperature di rilevate dalla termocoppie sono di 46,4°C tra housing in zama e
legno e temperatura sul case in alluminio del led 52 °C
Tj  Tc  Rj  c * Pd
Tj  52C  6C/W *3,675W  74,05C
142
8.4.3
Prove di luminosità - cappa F17
Successivamente sono state eseguite le prove di luminosità rilevando i lux su un
piano distante 60 cm dal punto inferiore della cappa.
Retro
1
2
3
4
450
300
Punti di misura
150
150
Fronte
Figura 124 – punti di misura della luminosità
Cappa Posizionata in piano
Sx
Dx
Media [lux]
Retro (1,2)
213
218
216
Fronte (3,4)
133
130
132
Totale
174
8.4.4
TEST DI AFFIDABILITA’
Per verificare l’affidabilità del faretto led nelle condizioni di lavoro date
dall’applicazione in cappa per cucine è stata eseguita una prova vita di durata 3
week su piano gas da 11 KW con 4 fuochi esterni al max e fuoco centrale al
minimo31 ottenendo risultato positivo.
Starting
Date
End Date
02/03/20
20/03/2009
09
Total time of
test with hobs Total time with Hood ON
ON
120
456
*Number of functionality
check (control of human
interface and shift speed)
Test
Results
60
OK
Tabella 17 – test results prova vita faretto led
31
Standard utilizzato dal laboratorio ELICA S.p.A. per test simili
143
Prove di luminosità - cappa F53 (dopo prova vita)
Su piano da 60 cm
Sx
Dx
Media [lux]
Retro (1,2)
164
161
163
Fronte (3,4)
213
218
216
Totale
190
Tabella 18 – misura luminosità su piano da 60cm
Su piano da 90 cm
Sx
Dx
Media [lux]
Retro (1,2)
140
141
141
Fronte (3,4)
175
180
178
Totale
160
Tabella 19 – misura luminosità su piano da 90cm
Retro
8
2
1
6
5
300
9
3
4
150
7
150
Punti di misura
Fronte
Figura 125 – punti di misura luminosità su piano da 90cm
Purtroppo non è stata utilizzata la stessa cappa della della prova di luminosità
precedente effettuata con faretti led nuovi, ma comunque si può dedurre che il flusso
luminoso non ha subito diminuzioni.
144
9 Risultati ottenuti
Come visto nel paragrafo precedente la quota maggiore dell’impatto ambientale del
ciclo vita del prodotto è dovuta al consumo di energia elettrica durante l’utilizzo.
Quindi le attività di miglioramento introdotte riguardano la riduzione dei consumi
del sistema ventilante e dell’illuminazione.
9.1 Miglioramento impatto ambientale motore trifase
rispetto al motore monofase a condesatore
Attualmente i motori elettrici che vengono usati sono del tipo induzione monofase
alimentati alla tensione e frequenza di rete dove non è possile regolare ne la tensione
ne la frequenza di alimentazione per ottenere un funzionamento nel campo ottimale
del motore ottenendo complessivamente consumi alti e un’efficienza del sistema non
elevata per i limiti costruttivi della tipologia stessa dei motori.
Con l’introduzione di un motore trifase
è possibile ottenere un’aumento di
efficienza, se ben controllato, di almeno 40% e una riduzione dei consumi grazie alla
variazione della frequenza di alimentazione.
A parità di portata abbiamo ottenuto una riduzione dei consumi da 160W a 100W in
condizioni di carico prossimo al valore normato IEC ed un aumento di efficienza
alla massima velocità da 22% a 30% del sistema ventilante.
I risulati ottenuti hanno determinato una diminuzione dell’impatto ambientale di
circa il 23% sul totale del ciclo vita della cappa apirante studiata.
145
EI99, EE (Egalitarian
approach)
ECOSYSTEM QUALITY
[PDF*m2*a]
From cradle to
grave (IT)
INVERTER
From cradle
to grave(IT)
MONOFASE
47,7
61,8
14,1
23%
1,3
1,6
0,4
23%
Ecotoxicity
1,3
1,5
0,3
18%
Land conversion
0,0
0,0
0,0
0%
Land-use
Carcinogenic
effects
0,0
0,0
0,0
0%
0,3
0,4
0,1
22%
3,6
4,7
1,1
23%
0,0
0,0
0,0
3%
0,0
0,0
0,0
3%
7,6
9,9
2,3
23%
0,0
0,0
0,0
23%
32,7
42,6
10,0
23%
0,9
0,9
0,0
0%
EI99, EE (Egalitarian
approach)
Acidification/nutrifi
cation
Climate Change
Ozone layer
HUMAN HEALTH [DALY] depletion
Radiation
Respiratory
(inorganic)
Respiratory
(organic)
RESOURCES [MJ surplus
Fossil fuels
energy]
Minerals
DIFFERENZA
Tabella 20 – Impatti from cradle to grave IT -miglioramenti nuovo motore
146
9.2 Miglioramento impatto ambientale led rispetto
alogene
Altro progetto di miglioramento sviluppato è stato la riduzione dei consumi
dell’illuminazione con l’introduzione di faretti led rispetto agli standard faretti
alogeni con una differenza di assorbimento da 2 x 40W a 2 x 4W determinando una
riduzione dell’impatto ambientale su tutto il ciclo vita della cappa del 14%.
EI99, EE (Egalitarian
approach)
ECOSYSTEM QUALITY
[PDF*m2*a]
HUMAN HEALTH [DALY]
RESOURCES [MJ surplus
energy]
From cradle
to grave (IT)
LED
From cradle
to grave (IT)
ALOGENE
EI99, EE
(Egalitarian
approach)
Acidification/nutrifi
cation
53,3
61,8
-8,5
-14%
1,4
1,6
-0,2
-13%
Ecotoxicity
1,4
1,5
-0,1
-7%
Land conversion
0,0
0,0
0
0%
Land-use
Carcinogenic
effects
0,0
0,0
0
0%
0,4
0,4
0
0%
Climate Change
Ozone layer
depletion
4,0
4,7
-0,7
-15%
0,0
0,0
0
0%
Radiation
Respiratory
(inorganic)
Respiratory
(organic)
0,0
0,0
0
0%
8,6
9,9
-1,3
-13%
0,0
0,0
0
0%
Fossil fuels
36,6
42,6
-6
-14%
Minerals
0,9
0,9
0
0%
DIFFERENZA
Tabella 21 – Impatti from cradle to grave IT -miglioramenti led
147
9.3 Totale miglioramenti impatto ambientale
I miglioramenti ottenuti con lo sviluppo di entrambi i progetti, motore a risparmio
energetico e faretto led sono complessivamente la riduzione del 37% dell’impatto
ambientale del ciclo vita del prodotto.
From cradle
to grave (IT)
LED +
TRIFASE
EI99, EE (Egalitarian
approach)
ECOSYSTEM QUALITY
[PDF*m2*a]
HUMAN HEALTH [DALY]
RESOURCES [MJ surplus
energy]
From cradle to
grave (IT)
OLD
39,2
61,8
DIFFERENZA
22,6 -37%
1,0
1,6
-0,6
-38%
Ecotoxicity
1,1
1,5
-0,4
-27%
Land conversion
0,0
0,0
0
0%
Land-use
0,0
0,0
0
0%
Carcinogenic effects
0,3
0,4
-0,1
-25%
Climate Change
Ozone layer
depletion
3,0
4,7
-1,7
-36%
0,0
0,0
0
0%
Radiation
Respiratory
(inorganic)
0,0
0,0
0
0%
6,3
9,9
-3,6
-36%
Respiratory (organic)
0,0
0,0
0%
26,7
42,6
0
15,9
-37%
0,9
0,9
0
0%
EI99, EE (Egalitarian
approach)
Acidification/nutrifica
tion
Fossil fuels
Minerals
Tabella 22 – Impatti from cradle to grave IT -totale miglioramenti
9.4
Fattibilità economica delle attività di miglioramento
Il progetto del nuovo motore non ha richiesto investimenti per l’Azienda ed è stato
sfruttato quasi interamente il processo industriale degli standard motori a
condensatore.
E’ stata rivista la fase di bobinatora ed inserimento matasse nello statore (prevede tre
avvolgimenti invece di due).
Il costo del motore è pari al costo dei motori monofase esistenti di pari altezza di
pacco statorico.
Lo sviluppo del faretto led ha richiesto un investimento iniziale per l’azienda per la
realizzazione dello stampo dell’hausing e di altri accessori di circa 10.000 € già
148
rientrato con il risparmio di circa 2€ rispetto ad equivalente, al tempo disponibile sul
mercato con pay back period di un anno.
A completezza dell’attività di miglioramento sono state riviste tutte le fasi di
produzione e di trasporto definendo delle soluzioni di ottimizzazione del carico dei
camion che determinano una riduzione dell’impatto della sola fase di distribuzione
del 30% (del 2% sul totale ciclo vita) con una equivalente riduzione dei costi sul
prodotto.
EVOLUZIONE E SVILUPPI FUTURI DEL PROGETTO MOTORE A
RISPARMIO ENERGETICO
Il progetto di sviluppo del motore a risparmio energetico è soggetto a continui
miglioramenti dati dalla conoscenza di nuove tecniche di controllo.
L’evoluzione del progetto ha previsto il coinvolgimento dell’Università di Pisa e
l’azienda RI.CO. di Ancona per un ulteriore miglioramento dell’algoritmo di
controllo.
Il progetto si estenderà ad una piattaforma di controllo motori asincroni ad induzione
e a magneti permanenti alimentati a 220VAC che andrà a coprire tutta la futura
richiesta di motorizzazioni nel settore cappe.
Ad oggi abbiamo eseguito solo dei test preliminari che hanno confermato la
possibilità di ottenere notevoli aumenti dell’efficienza complessiva a partire dal
sistema ventilante attuale con una probabile riduzione dei costi del sistema di
controllo dovuti all’utilizzo di componenti non dedicati all’applicazione per cappe
aspiranti.
149
CONCLUSIONI
Il risultato principale che l’Azienda si attendeva dall’attività del dottorato di ricerca
è di ottenere la classe energetica A secondo le proposte di calcolo attualmente note.
Questo obiettivo è stato pienamente raggiunto.
I progetti del nuovo motore e sistema di illuminazione a risparmio energetico hanno
permesso all’Azienda di intraprendere, con notevole anticipo, un’efficace atività di
marketing nel mercato europeo e competere così con i grandi costruttori del settore
cappe e ventilatori.
Entrambi i progetti sono stati completamente industrializzati. Sono stati venduti i
primi prodotti con il nuovo motore a settembre di quest’anno e già da più di un anno
che vengono commercializzati i faretti led.
Il progetto motore è stato strutturato come una piattaforma di sviluppo motori
consentendo con tempi e difficoltà di sviluppo molto minori di ottenere nuove
soluzioni di maggiore risparmio energetico.
La stessa scheda per il controllo del motore trifase ad induzione potrà essere
utilizzata, con la sola sostuituzione del tipo di inverter a IGBT con inverter a
MOSFET e la riscrittura del firm-ware, per pilotare motori trifase a magneti
permanenti di efficienza superiore.
Le ottimizzazioni hard-ware eseguite sul motore trifase possono essere facilemente
trasferite nel miglioramenti dei motori a condensatore già esistenti.
Non da utlimo, l’attività di dottorato ha permesso all’Azienda di condividere e
accrescere il know-how aziendale con conoscenze e metodi di lavoro dati dalla
ricerca svolta in collaborazione con l’Università.
150
Appendice A – INFORMAZIONI
TECNICHE
PROPOSTA DI CALCOLO LABELING PER CAPPE ASPIRANTI
Energy Efficiency class
A+++ (most efficient)
A++
A+
A
B
C
D
E
F
G (least efficiency)
EEI
EEI<39
39<EEI<46
46<EEI<54
54<EEI<64
64<EEI<76
76<EEI<90
90<EEI<100
100<EEI<110
110<EEI<120
EEI >120
EEI =
AEC : annual energy consumption of the range hood
SAEC: standard annual energy consumtion of range hood
Wlamp : è la potenza assorbita dalle lampade
hlamp : è il tempo che le luci restano accese = 2
Wbep : è la potenza assorbita dalla cappa nel punto di massima efficienza
fluidinamica
bep = best efficiency point
h: tempo medio che la cappa resta accesa
f = fattore correttivo del tempo funzione dell’efficienza fluidodinamica
f = -3,6 * FDE + 2
151
2500
PIANI DI TAGLIO
1000
Figura 126 – piano di taglio standard: cornice
152
2500
da recuperare
con nesting
da recuperare
con nesting
1000
Figura 127 – piano di taglio standard: rinforzo
153
2500
1500
Figura 128 – piano di taglio standard: mantello
154
2500
1000
Figura 129 – piano di taglio ottimizzato: rinforzo + flangia + staffa camino
155
2500
1000
Figura 130 – piano di taglio ottimizzato: cornice + schienale
156
2500
1500
Figura 131 – piano di taglio ottimizzato: mantello + supporto comandi
157
Appendice B – BIBLIOGRAFIA
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159