Corso diCorso diCorso di Corso di IMPIEGO INDUSTRIALE IMPIEGO INDUSTRIALE

d ll’ENERGIAd ll’ENERGIAdell’ENERGIAdell’ENERGIA

L’ i f ti t f i i d i fi liL’ i f ti t f i i d i fi liL’energia, fonti, trasformazioni ed usi finaliL’energia, fonti, trasformazioni ed usi finaliImpianti a vaporeImpianti a vaporeI t i diI t i diI generatori di vaporeI generatori di vaporeImpianti turbogasImpianti turbogasCicli combinati e cogenerazioneCicli combinati e cogenerazioneIl mercato dell’energiaIl mercato dell’energia

1

Corso diCorso diCorso di Corso di IMPIEGO INDUSTRIALE IMPIEGO INDUSTRIALE

d ll’ENERGIAd ll’ENERGIAdell’ENERGIAdell’ENERGIA

L’ i f ti t f i i d i fi liL’ i f ti t f i i d i fi liL’energia, fonti, trasformazioni ed usi finaliL’energia, fonti, trasformazioni ed usi finaliImpianti a vaporeImpianti a vaporeI t i diI t i diI generatori di vaporeI generatori di vaporeImpianti turbogasImpianti turbogasCicli combinati e cogenerazioneCicli combinati e cogenerazioneIl mercato dell’energiaIl mercato dell’energia

2

Il Circuito ElementareT

C3

Ciclo HIRN3

SS

2’3’

2’

3’

BB

SS

3’

24

EE

5

2

41

1

CC

15

S

Nell’impianto a ciclo Hirn un ruolo importante è riservato al GENERATORE di VAPORE

3

GENERATORE di VAPORE

Caratteristiche dei GENERATORI di VAPORE

Centrali termoelettricheImpianti di propulsione (navale ferroviaria)Campo d’applicazione molto ampio Impianti di propulsione (navale, ferroviaria)Processi industriali (cartaria, alimentare, chimica…)Riscaldamento

Potenzialità: portata di vapore prodotta [t /h]

Vengono caratterizzate da Pressione di evaporazioneTemperatura massima di surriscaldamentoPotenzialità specifica: portata di vapore per

unità di superficie evaporante [t /hm2]

4

Evoluzione dei GENERATORI di VAPORE

Caldaia Cornovaglia [1810-1814] Potenzialità 1,4 – 1,5 t/hPressione 12 – 15 barSuperficie di scambio 40 –50 m2

DuomoIngresso acquaUscita

vaporep

Un corpo cilindrico (1 – 2,5 m) pieno d’acqua veniva posto il focolare in posizione eccentrica:

Griglia Forno ondulato

in tal modo si favorisce la circolazione dell’acqua, per diversa evaporazione e quindi densità, incrementando lo scambio termico.I fumi percorrono poi un lungo tragitto attorno al corpo cilindrico sino al camino aumentando il tempo di contatto con la superficie di scambio

5

Evoluzione dei GENERATORI di VAPORE

Caldaie a TUBI di FUMO [1850-1870]

a fiamma direttaa ritorno di fiamma

DuomoTiranti

T bi

Detta anche “caldaia scozzese” o “marina” per la ampia applicazione in campo navale

Caratterizzate da diametri del corpo cilindrico inferiori e quindi adatte all’impiego ferroviario

GrigliaForno Tubi di fumo

Potenzialità 10 - 20 t/hPressione 20-30 barSuperficie di scambio 300-600 m2

Potenzialità 8 - 16 t/hPressione 15 -20 barSuperficie di scambio 200-300 m2

6

p p

Evoluzione dei GENERATORI di VAPORE

Caldaie a TUBI d’ACQUA [dal 1860]

Il fondamentale cambiamento concettuale consiste nell’invertire il passaggio dei fumi e dell’acqua.Quest’ultima ora viene convogliata in FASCI TUBIERI che verranno lambiti all’esterno dai fumi; ilQuest ultima ora viene convogliata in FASCI TUBIERI che verranno lambiti all esterno dai fumi; il cambiamento di fase all’interno dei tubi favorisce la circolazione e consente di aumentare la pressione di esercizio.

Sono state sviluppate in due versioni: a tubi

sub-orizzontali sub-verticali 1 Corpo cilindrico o collettore sup.2 Fasci tubieri vaporizzatori3 Surriscaldatore4 E i t4 Economizzatore

7

Evoluzione dei GENERATORI di VAPORE

Caldaie a TUBI d’ACQUA [dal 1860]

Il fondamentale cambiamento concettuale consiste nell’invertire il passaggio dei fumi e dell’acqua.Quest’ultima ora viene convogliata in FASCI TUBIERI che verranno lambiti all’esterno dai fumi; ilQuest ultima ora viene convogliata in FASCI TUBIERI che verranno lambiti all esterno dai fumi; il cambiamento di fase all’interno dei tubi favorisce la circolazione e consente di aumentare la pressione di esercizio.

Sono state sviluppate in due versioni: a tubi

sub-orizzontali sub-verticali 1 Corpo cilindrico o collettore sup.2 Fasci tubieri vaporizzatori3 Surriscaldatore4 E i t4 Economizzatore

3 SS

2

EE

BB

4

Nei tubi inclinati od orizzontali, il vapore prodotto risale per la minore densità.

8

Il Collettore superiore che funge da Separatore di Liquido dal vapore inviato all’utilizzatore, mentre l’acqua ridiscende per ricominciare il ciclo, con un moto continuo e spontaneo

I corpi principali e lo scambio termico nei GENERATORI di VAPORE

Il tipo di generatore di vapore più diffuso nelle moderne centrali termoelettriche è quello ad irraggiamento.S1 RS2 irraggiamento.S1

S2

RS2

Si noti che il surriscaldatore è posto parte in equicorrente, S1, e parte in controcorrente S2

T

RS1

q , , p

V E

2 1

Tg

P

q

V S1 S2RS2

RS1

E P

9

I corpi principali e lo scambio termico nei GENERATORI di VAPORE

Il tipo di generatore di vapore più diffuso nelle moderne centrali termoelettriche è quello ad irraggiamento.S1 RS2 irraggiamento.S1

S2

RS2

Si noti che il surriscaldatore è posto parte in equicorrente, S1, e parte in controcorrente S2

T

RS1

q , , p

I surriscaldatori sono gli elementi termicamente più sollecitati perché essendo percorsi all’interno

V E

più sollecitati perché, essendo percorsi all interno da un fluido con coefficiente di trasmissione relati-vamente basso, si possono portare ad una temperatura di parete troppo elevata

2 1

Tg

Pvg

vvggp

TTT

α+α

α+α=

Con

q

V S1 S2RS2

RS1

E P

Con

αv= αg =100 W/m2K

Tg= 1500 K Tp= 1050 K

Protezione dalla radiazione della fiamma attraverso

una sporgenza detta NASO di CALDAIA

10Tv= 600 KNASO di CALDAIA

I corpi principali e lo scambio termico nei GENERATORI di VAPORE

Il tipo di generatore di vapore più diffuso nelle moderne centrali termoelettriche è quello ad irraggiamento.S1 RS2 irraggiamento.S1

S2

RS2

Diversa è la situazione per i tubi vaporizzatori dove il coefficiente convettivo sale a

T

RS1

αv= 5.000 W/m2K (vapore saturo)

E la temperatura di parete, anche tenendo conto dell’irraggiamento scende a

V ETp= 630 K

Cioè appena 30K maggiore del vapore interno

2 1

Tg

P

q

V S1 S2RS2

RS1

E P

11

I corpi principali e lo scambio termico nei GENERATORI di VAPORE

Il tipo di generatore di vapore più diffuso nelle moderne centrali termoelettriche è quello ad irraggiamento.S1 RS2 irraggiamento.S1

S2

RS2

Diversa è la situazione per i tubi vaporizzatori dove il coefficiente convettivo sale a

T

RS1

αv= 5.000 W/m2K (vapore saturo)

E la temperatura di parete, anche tenendo conto dell’irraggiamento scende a

K

V ETp= 630 K

Cioè appena 30K maggiore del vapore interno

K

2 1

Tg

P

Se si considera anche l’apporto dell’irraggiamento si deve scrivere la:

( ) ( ) ( )vpvcpgfc4p

4girr0 TTSTTSTTSK −α=−α+−⋅σ

Sup irraggiamento Sup conduzione

q

V S1 S2RS2

RS1

E P

Sup. irraggiamento Sup.conduzione

12

I corpi principali e lo scambio termico nei GENERATORI di VAPORE

Il tipo di generatore di vapore più diffuso nelle moderne centrali termoelettriche è quello ad irraggiamento.S1 RS2 irraggiamento.S1

S2

RS2

Diversa è la situazione per i tubi vaporizzatori dove il coefficiente convettivo sale a

T

RS1

αv= 5.000 W/m2K (vapore saturo)

E la temperatura di parete, anche tenendo conto dell’irraggiamento scende a

K

V ETp= 630 K

Cioè appena 30K maggiore del vapore interno

K

2 1

Tg

P

Se si considera anche l’apporto dell’irraggiamento si deve scrivere la:

( ) ( ) ( )vpvcpgfc4p

4girr0 TTSTTSTTSK −α=−α+−⋅σ

Sup irraggiamento Sup conduzione

q

V S1 S2RS2

RS1

E P

Sup. irraggiamento Sup.conduzione

Trattando il corpo come grigio con K=0,9 W/(m2K4) 8

0 101.5K −⋅=σ

13

I corpi principali e lo scambio termico nei GENERATORI di VAPORE

Il tipo di generatore di vapore più diffuso nelle moderne centrali termoelettriche è quello ad irraggiamento.S1 RS2 irraggiamento.S1

S2

RS2

Diversa è la situazione per i tubi vaporizzatori dove il coefficiente convettivo sale a

T

RS1

αv= 5.000 W/m2K (vapore saturo)

E la temperatura di parete, anche tenendo conto dell’irraggiamento scende a

K

V ETp= 630 K

Cioè appena 30K maggiore del vapore interno

K

2 1

Tg

P

Se si considera anche l’apporto dell’irraggiamento si deve scrivere la:

( ) ( ) ( )vpvcpgfc4p

4girr0 TTSTTSTTSK −α=−α+−⋅σ

Sup irraggiamento Sup conduzione

q

V S1 S2RS2

RS1

E P

Sup. irraggiamento Sup.conduzione

Trattando il corpo come grigio con K=0,9 W/(m2K4) 8

0 101.5K −⋅=σEssendo T4

p<<T4g

14

ge Sc= π Sirr

I corpi principali e lo scambio termico nei GENERATORI di VAPORE

Il tipo di generatore di vapore più diffuso nelle moderne centrali termoelettriche è quello ad irraggiamento.S1 RS2 irraggiamento.S1

S2

RS2

Diversa è la situazione per i tubi vaporizzatori dove il coefficiente convettivo sale a

T

RS1

αv= 5.000 W/m2K (vapore saturo)

E la temperatura di parete, anche tenendo conto dell’irraggiamento scende a

K

V ETp= 630 K

Cioè appena 30K maggiore del vapore interno

K

2 1

Tg

P

Se si considera anche l’apporto dell’irraggiamento si deve scrivere la:

( ) ( ) ( )vpvcpgfc4p

4girr0 TTSTTSTTSK −α=−α+−⋅σ

Sup irraggiamento Sup conduzione

q

V S1 S2RS2

RS1

E P

Sup. irraggiamento Sup.conduzione

Trattando il corpo come grigio con K=0,9 W/(m2K4) 8

0 101.5K −⋅=σEssendo T4

p<<T4g

4g0TK

Tσ

Δ15

ge Sc= π Sirr ( )vg

gpT

α+απ=Δ

I corpi principali e lo scambio termico nei GENERATORI di VAPORE

S1 RS2

Posizione dei bruciatori

S1

S2

RS2

RS1

V E

P

Preriscaldatore dell’aria del tipo Ljungstrom

16

I corpi principali e lo scambio termico nei GENERATORI di VAPORE

S1 RS2

Posizione dei bruciatori

S1

S2

RS2

RS1Per lo studio dei generatori di vapore si analizzeranno tre parametri:

Temperatura di combustioneV E

Temperatura di combustione

Rendimento

Carico termico

P

Carico termico

In particolare si studieranno le loro correlazioni e l’influenza sulle Preriscaldatore dell’aria del tipo Ljungstrom

prestazioni della macchina e conseguentemente sulla sua progettazione

17

La temperatura di combustioneIl bilancio della camera di combustione impone che:Il bilancio della camera di combustione impone che:

Calore fornito dall’unità di massa di combustibile

+

Calore netto ceduto alle pareti dei tubi esposti (qirr)

+=

fpf Tc ⋅

entalpia dei reagenti entalpia dei fumi prodotti

Per unità di massa di combustibile

fpf Tc

irrq

ε rendimento di combustione

iεH

T

irrq

m l di i ità apaa Tcm ⋅⋅ma la massa di aria per unità di massa di combustibile

18

La temperatura di combustioneIl bilancio della camera di combustione impone che:Il bilancio della camera di combustione impone che:

Calore fornito dall’unità di massa di combustibile

+

Calore netto ceduto alle pareti dei tubi esposti (qirr)

+=

entalpia dei reagenti entalpia dei fumi prodotti

fpf Tc ⋅

Per unità di massa di combustibile

fpf Tc

irrq

ε rendimento di combustione

T

irrq

m l di i

iεH

apaa Tcm ⋅⋅cpga Tc)1m( ⋅⋅+ma la massa di aria per

unità di massa di comb.

19

La temperatura di combustioneIl bilancio della camera di combustione impone che:Il bilancio della camera di combustione impone che:

Calore fornito dall’unità di massa di combustibile

+

Calore netto ceduto alle pareti dei tubi esposti (qirr)

+=

fpf Tc ⋅

entalpia dei reagenti entalpia dei fumi prodotti

Per unità di massa di combustibile

fpf Tc

irrq

ε rendimento di combustione

T

irrq

m l di i

iεH

apaa Tcm ⋅⋅cpga Tc)1m( ⋅⋅+ma la massa di aria per

unità di massa di comb.

)TT(SK 4p

4e

oirr −σ⋅⋅

)TT(m pe

fTe la temperatura dei corpi emittenti

Tp la temperatura delle pareti dei tubi irraggiati

K parametro che dipende dai coefficienti di irraggiamentoVolendo calcolare qirr si può porre K=1 e Tc=Te

20

K parametro che dipende dai coefficienti di irraggiamento

delle parti emittenti e riceventi e dal fattore d’angolo

σ0 costante di Boltzmann 5,67 . 10-8 W/(m2K4)

commettendo due errori che algebricamente si compensano

La temperatura di combustioneIl bilancio della camera di combustione impone che:Il bilancio della camera di combustione impone che:

Calore fornito dall’unità di massa di combustibile

+

Calore netto ceduto alle pareti dei tubi esposti (qirr)

+=

fpf Tc ⋅

entalpia dei reagenti entalpia dei fumi prodotti

Per unità di massa di combustibile

fpf Tc

irrq

ε rendimento di combustione

T

irrq

m l di i

iεH

apaa Tcm ⋅⋅cpga Tc)1m( ⋅⋅+ma la massa di aria per

unità di massa di comb.

)TT(SK 4p

4e

oirr −σ⋅⋅

capgirrfpfapaai T)1m(cqTcTcmH ++=++ε

Ne deriva:

)TT(m pe

fTe la temperatura dei corpi emittenti

Tp la temperatura delle pareti dei tubi irraggiati

K parametro che dipende dai coefficienti di irraggiamento

21

pgpp K parametro che dipende dai coefficienti di irraggiamento

delle parti emittenti e riceventi e dal fattore d’angolo

σ0 costante di Boltzmann 5,67 . 10-8 W/(m2K4)

La temperatura di combustioneIl bilancio della camera di combustione impone che:Il bilancio della camera di combustione impone che:

Calore fornito dall’unità di massa di combustibile

+

Calore netto ceduto alle pareti dei tubi esposti (qirr)

+=

fpf Tc ⋅

entalpia dei reagenti entalpia dei fumi prodotti

Per unità di massa di combustibile

fpf Tc

irrq

ε rendimento di combustione

T

irrq

m l di i

iεH

apaa Tcm ⋅⋅cpga Tc)1m( ⋅⋅+ma la massa di aria per

unità di massa di comb.

)TT(SK 4p

4e

oirr −σ⋅⋅

capgirrfpfapaai T)1m(cqTcTcmH ++=++ε

Ne deriva:

)TT(m pe

fTe la temperatura dei corpi emittenti

Tp la temperatura delle pareti dei tubi irraggiati

K parametro che dipende dai coefficienti di irraggiamento

22

pgpp K parametro che dipende dai coefficienti di irraggiamento

delle parti emittenti e riceventi e dal fattore d’angolo

σ0 costante di Boltzmann 5,67 . 10-8 W/(m2K4)capgirrRi T)1m(cqhH ++=+ε

La temperatura di combustione

Ne deriva: )TT(SK 4p

4e

oirr −σ⋅⋅

capgirrfpfapaai T)1m(cqTcTcmH ++=++ε

)TT(m pe

fTe la temperatura dei corpi emittenti

Tp la temperatura delle pareti dei tubi irraggiati

K parametro che dipende dai coefficienti di irraggiamento

23capgirrRi T)1m(cqhH ++=+ε

K parametro che dipende dai coefficienti di irraggiamento

delle parti emittenti e riceventi e dal fattore d’angolo

σ0 costante di Boltzmann 5,67 . 10-8 W/(m2K4)

La temperatura di combustione

q

T

Ne deriva:

cT

capgirrfpfapaai T)1m(cqTcTcmH ++=++εTe la temperatura dei corpi emittenti

Tp la temperatura delle pareti dei tubi irraggiati

K parametro che dipende dai coefficienti di irraggiamento

24capgirrRi T)1m(cqhH ++=+ε

K parametro che dipende dai coefficienti di irraggiamento

delle parti emittenti e riceventi e dal fattore d’angolo

σ0 costante di Boltzmann 5,67 . 10-8 W/(m2K4)

La temperatura di combustioneU i di l i d ll’ i ilUn esempio di soluzione dell’equazione per il calcolo della Tc può essere dato dal grafico a fianco riportato dove il valore della temperatura di combustione viene diagrammato in funzione del calore scambiato per unità di massa di

q

pcombustibile

hH + h+ Ri hH +ε i h+

T

Ne deriva:

cT

capgirrfpfapaai T)1m(cqTcTcmH ++=++εTe la temperatura dei corpi emittenti

Tp la temperatura delle pareti dei tubi irraggiati

K parametro che dipende dai coefficienti di irraggiamento

25capgirrRi T)1m(cqhH ++=+ε

K parametro che dipende dai coefficienti di irraggiamento

delle parti emittenti e riceventi e dal fattore d’angolo

σ0 costante di Boltzmann 5,67 . 10-8 W/(m2K4)

La temperatura di combustioneU i di l i d ll’ i ilUn esempio di soluzione dell’equazione per il calcolo della Tc può essere dato dal grafico a fianco riportato dove il valore della temperatura di combustione viene diagrammato in funzione del calore scambiato per unità di massa di

q

pcombustibile

Le curve azzurre tracciano l’andamento dell’entalpia totale dei fumi prodotti da 1 kg di combustibile parametrizzata in funzione

e = 1

hH + h+ combustibile, parametrizzata in funzione dell’eccesso d’aria.

e = 0

e = 0,5Ri hH +ε i h+

T

Ne deriva:

cT

capgirrfpfapaai T)1m(cqTcTcmH ++=++εTe la temperatura dei corpi emittenti

Tp la temperatura delle pareti dei tubi irraggiati

K parametro che dipende dai coefficienti di irraggiamento

26capgirrRi T)1m(cqhH ++=+ε

K parametro che dipende dai coefficienti di irraggiamento

delle parti emittenti e riceventi e dal fattore d’angolo

σ0 costante di Boltzmann 5,67 . 10-8 W/(m2K4)

La temperatura di combustioneU i di l i d ll’ i ilUn esempio di soluzione dell’equazione per il calcolo della Tc può essere dato dal grafico a fianco riportato dove il valore della temperatura di combustione viene diagrammato in funzione del calore scambiato per unità di massa di

q

pcombustibile

Le curve azzurre tracciano l’andamento dell’entalpia totale dei fumi prodotti da 1 kg di combustibile parametrizzata in funzione

e = 1

hH + combustibile, parametrizzata in funzione dell’eccesso d’aria.

Le curve rosse tracciano l’andamento di qirr per diversi valori del parametro:e = 0

e = 0,5Ri hH +ε

diversi valori del parametro:

[portata di combustibile unità di superficie irraggiante]

T

irrf Sm

Ne deriva: )TT(SK 4p

4e

oirr −σ⋅⋅

cT

Tp

capgirrfpfapaai T)1m(cqTcTcmH ++=++ε

)TT(m pe

fTe la temperatura dei corpi emittenti

Tp la temperatura delle pareti dei tubi irraggiati

K parametro che dipende dai coefficienti di irraggiamento

27capgirrRi T)1m(cqhH ++=+ε

K parametro che dipende dai coefficienti di irraggiamento

delle parti emittenti e riceventi e dal fattore d’angolo

σ0 costante di Boltzmann 5,67 . 10-8 W/(m2K4)

La temperatura di combustioneU i di l i d ll’ i ilUn esempio di soluzione dell’equazione per il calcolo della Tc può essere dato dal grafico a fianco riportato dove il valore della temperatura di combustione viene diagrammato in funzione del calore scambiato per unità di massa di

q∞=irrf Sm

pcombustibile

Le curve azzurre tracciano l’andamento dell’entalpia totale dei fumi prodotti da 1 kg di combustibile parametrizzata in funzione

e = 1

hH +

irrf Sm

combustibile, parametrizzata in funzione dell’eccesso d’aria.

Le curve rosse tracciano l’andamento di qirr per diversi valori del parametro:e = 0

e = 0,5Ri hH +ε

diversi valori del parametro:

[portata di combustibile unità di superficie irraggiante]

T

irrf Sm

Ne deriva: )TT(SK 4p

4e

oirr −σ⋅⋅

cT

Tp

capgirrfpfapaai T)1m(cqTcTcmH ++=++ε

)TT(m pe

fTe la temperatura dei corpi emittenti

Tp la temperatura delle pareti dei tubi irraggiati

K parametro che dipende dai coefficienti di irraggiamento

28capgirrRi T)1m(cqhH ++=+ε

K parametro che dipende dai coefficienti di irraggiamento

delle parti emittenti e riceventi e dal fattore d’angolo

σ0 costante di Boltzmann 5,67 . 10-8 W/(m2K4)

La temperatura di combustioneU i di l i d ll’ i ilUn esempio di soluzione dell’equazione per il calcolo della Tc può essere dato dal grafico a fianco riportato dove il valore della temperatura di combustione viene diagrammato in funzione del calore scambiato per unità di massa di

q∞=irrf Sm

pcombustibile

Le curve azzurre tracciano l’andamento dell’entalpia totale dei fumi prodotti da 1 kg di combustibile parametrizzata in funzione

e = 1irrf Sm

hH + combustibile, parametrizzata in funzione dell’eccesso d’aria.

Le curve rosse tracciano l’andamento di qirr per diversi valori del parametro [portata di combustibilee = 0

e = 0,5Ri hH +ε

diversi valori del parametro [portata di combustibile per unità di superficie irraggiante] Potendo calcolare agevolmente si ricava il valore di Tc dall’intersezione delle

ti l i d i t i

Ri hH +ε

T

Ne deriva: )TT(SK 4p

4e

oirr −σ⋅⋅

curve per assegnati valori dei parametricT

Tp

capgirrfpfapaai T)1m(cqTcTcmH ++=++ε

)TT(m pe

fTe la temperatura dei corpi emittenti

Tp la temperatura delle pareti dei tubi irraggiati

K parametro che dipende dai coefficienti di irraggiamento

29capgirrRi T)1m(cqhH ++=+ε

K parametro che dipende dai coefficienti di irraggiamento

delle parti emittenti e riceventi e dal fattore d’angolo

σ0 costante di Boltzmann 5,67 . 10-8 W/(m2K4)

Il Rendimento di un GENERATORE di VAPORE

Per non incorrere in errori derivanti dall’incertezza di valutazione di alcune delle grandezze della formula si può adottare un procedimento indiretto basto sul bilancio energeticoif

vvg Hm

hm⋅Δ⋅

=ηif

30

Il Rendimento di un GENERATORE di VAPORE

Per non incorrere in errori derivanti dall’incertezza di valutazione di alcune delle grandezze della formula si può adottare un procedimento indiretto basto sul bilancio energeticoif

vvg Hm

hm⋅Δ⋅

=ηif

Considerando tutte le grandezze per unità di massa di combustibile utilizzato ed indicando con

GV

ε il rendimento di combustioneqd il calore disperso attraverso le pareti,

GV

31

Il Rendimento di un GENERATORE di VAPORE

Per non incorrere in errori derivanti dall’incertezza di valutazione di alcune delle grandezze della formula si può adottare un procedimento indiretto basto sul bilancio energeticoif

vvg Hm

hm⋅Δ⋅

=ηif

hf

Considerando tutte le grandezze per unità di massa di combustibile utilizzato ed indicando con

H

hf

GV

ε il rendimento di combustioneqd il calore disperso attraverso le pareti,

iH GV

a hm a

32

Il Rendimento di un GENERATORE di VAPORE

Per non incorrere in errori derivanti dall’incertezza di valutazione di alcune delle grandezze della formula si può adottare un procedimento indiretto basto sul bilancio energeticoif

vvg Hm

hm⋅Δ⋅

=ηif

hf

Considerando tutte le grandezze per unità di massa di combustibile utilizzato ed indicando con

εH

hf

GV

ε il rendimento di combustioneqd il calore disperso attraverso le pareti,

iεH GVdq

a hm a ga h)1m( ⋅+

33

Il Rendimento di un GENERATORE di VAPORE

Per non incorrere in errori derivanti dall’incertezza di valutazione di alcune delle grandezze della formula si può adottare un procedimento indiretto basto sul bilancio energeticoif

vvg Hm

hm⋅Δ⋅

=ηif

hf

Considerando tutte le grandezze per unità di massa di combustibile utilizzato ed indicando con hf

GV

ε il rendimento di combustioneqd il calore disperso attraverso le pareti,

εH GViεHdq

a hm a evhm ga h)1m( ⋅+

34

Il Rendimento di un GENERATORE di VAPORE

Per non incorrere in errori derivanti dall’incertezza di valutazione di alcune delle grandezze della formula si può adottare un procedimento indiretto basto sul bilancio energeticoif

vvg Hm

hm⋅Δ⋅

=ηif

hfuvhm

Considerando tutte le grandezze per unità di massa di combustibile utilizzato ed indicando con hf

GV

ε il rendimento di combustioneqd il calore disperso attraverso le pareti,

εH GViεHdq

a hm a evhm ga h)1m( ⋅+

35

Il Rendimento di un GENERATORE di VAPORE

Per non incorrere in errori derivanti dall’incertezza di valutazione di alcune delle grandezze della formula si può adottare un procedimento indiretto basto sul bilancio energeticoif

vvg Hm

hm⋅Δ⋅

=ηif

hfuvhm

Considerando tutte le grandezze per unità di massa di combustibile utilizzato ed indicando con hf

GV

ε il rendimento di combustioneqd il calore disperso attraverso le pareti,

ConεH GV ga m1m =+iεHdq

a hm a evhm ga h)1m( ⋅+

36

Il Rendimento di un GENERATORE di VAPORE

Per non incorrere in errori derivanti dall’incertezza di valutazione di alcune delle grandezze della formula si può adottare un procedimento indiretto basto sul bilancio energeticoif

vvg Hm

hm⋅Δ⋅

=ηif

hfuvhm

Considerando tutte le grandezze per unità di massa di combustibile utilizzato ed indicando con hf

GV

ε il rendimento di combustioneqd il calore disperso attraverso le pareti,

ConεH GV ga m1m =+iεHdq

veu Δhhh =−

a hm a evhm ga h)1m( ⋅+ si ha:

37

Il Rendimento di un GENERATORE di VAPORE

Per non incorrere in errori derivanti dall’incertezza di valutazione di alcune delle grandezze della formula si può adottare un procedimento indiretto basto sul bilancio energeticoif

vvg Hm

hm⋅Δ⋅

=ηif

hfuvhm

Considerando tutte le grandezze per unità di massa di combustibile utilizzato ed indicando con hf

GV

ε il rendimento di combustioneqd il calore disperso attraverso le pareti,

ConεH GV ga m1m =+iεHdq

veu Δhhh =−

a hm a evhm ga h)1m( ⋅+ si ha:

TH +Δh

In prima approssimazione si può considerare ininfluente il

d gpggvvfpfapaai q TcmmTcTcmεH + +=++ Δh

38

pcontributo entalpico del combustibile

Il Rendimento di un GENERATORE di VAPORE

Per non incorrere in errori derivanti dall’incertezza di valutazione di alcune delle grandezze della formula si può adottare un procedimento indiretto basto sul bilancio energeticoif

vvg Hm

hm⋅Δ⋅

=ηif

hfuvhm

Considerando tutte le grandezze per unità di massa di combustibile utilizzato ed indicando con hf

GV

ε il rendimento di combustioneqd il calore disperso attraverso le pareti,

ConεH GVveu

gaΔhhhm1m

=−=+iεH

dq

a hm a evhm

TH +

ga h)1m( ⋅+ si ha:

Δh d gpggvvfpfapaai q TcmmTcTcmεH + +=++

In prima approssimazione si può considerare ininfluente il dagpgg q)TT(cm +−

Δh

39

pcontributo entalpico del combustibile i

dagpggg H

q−ε=η

Il Rendimento di un GENERATORE di VAPORE

F t i fl i it tForte influenza viene esercitata dall’eccesso d’aria sia tramite εe la massa mg di gas prodotti

1,5

1ε

0,5

gη

0e

dagpgg q)TT(cm +−−ε=η

-0,5 0 0,5 10

40ig H

−ε=η

Il Rendimento di un GENERATORE di VAPORE

F t i fl i it t I f i d l i i t i d lForte influenza viene esercitata dall’eccesso d’aria sia tramite εe la massa mg di gas prodotti

In funzione del carico si nota un massimo del rendimento attorno al 70% del carico MAX.Le perdite dipendono:bassi carichi incidenza del calore disperso qd alti carichi eccessiva temperatura dei fumi al caminoalti carichi eccessiva temperatura dei fumi al camino

1,5

η1

1

gηε

0,5

gη 0,5

0e

dagpgg q)TT(cm +−−ε=η

-0,5 0 0,5 10

0 0,5 1 P/Po0

41ig H

−ε=η

Il Carico Termico

Si d fi i CARICO TERMICO di di b tiSi definisce CARICO TERMICO di una camera di combustione

La POTENZA SVILUPPATA da una determinata PORTATA di COMBUSTIBILE

per UNITA’ di VOLUME di camera di combustioneper UNITA di VOLUME di camera di combustione

42

Il Carico Termico

Si d fi i CARICO TERMICO di di b tiSi definisce CARICO TERMICO di una camera di combustione

La POTENZA SVILUPPATA da una determinata PORTATA di COMBUSTIBILE

per UNITA’ di VOLUME di camera di combustioneper UNITA di VOLUME di camera di combustione

HmC if ⋅V

C ift =

43

Il Carico Termico

Si d fi i CARICO TERMICO di di b tiSi definisce CARICO TERMICO di una camera di combustione

La POTENZA SVILUPPATA da una determinata PORTATA di COMBUSTIBILE

per UNITA’ di VOLUME di camera di combustioneper UNITA di VOLUME di camera di combustione

HmC if ⋅V

C ift =

E’ influenzato dal tempo di permanenzaE influenzato dal tempo di permanenza della singola particella in C.C.

44

Il Carico Termico

Si d fi i CARICO TERMICO di di b tiSi definisce CARICO TERMICO di una camera di combustione

La POTENZA SVILUPPATA da una determinata PORTATA di COMBUSTIBILE

per UNITA’ di VOLUME di camera di combustioneper UNITA di VOLUME di camera di combustione

HmC if ⋅A area della sezione trasversaleh la lunghezza nella direzione del moto

VC if

t =

E’ influenzato dal tempo di permanenza PhA ⋅

=τV

V=

Vg Volume specifico dei fumi

Volume della C.C.

E influenzato dal tempo di permanenza della singola particella in C.C. gf

P Vm ⋅ gf Vm ⋅

0gg pTV 0g pTVVd tit d

0

0

g

g

0

g

Tp

pV=

0

0

g

g0fP T

pp

VmV ⋅⋅τ=essendo sostituendo

45

Il Carico Termico

Si d fi i CARICO TERMICO di di b tiSi definisce CARICO TERMICO di una camera di combustione

La POTENZA SVILUPPATA da una determinata PORTATA di COMBUSTIBILE

per UNITA’ di VOLUME di camera di combustioneper UNITA di VOLUME di camera di combustione

HmC if ⋅A area della sezione trasversaleh la lunghezza nella direzione del moto

VC if

t =

E’ influenzato dal tempo di permanenza PhA ⋅

=τV

V=

Vg Volume specifico dei fumi

Volume della C.C.

E influenzato dal tempo di permanenza della singola particella in C.C. gf

P Vm ⋅ gf Vm ⋅

g0it

pTHC =0gg pTV 0g pTVVd tit d

g00pt TpV

C⋅τ

=0

0

g

g

0

g

Tp

pV=

0

0

g

g0fP T

pp

VmV ⋅⋅τ=essendo sostituendo

46

Il Carico Termico

Si d fi i CARICO TERMICO di di b tiSi definisce CARICO TERMICO di una camera di combustione

La POTENZA SVILUPPATA da una determinata PORTATA di COMBUSTIBILE

per UNITA’ di VOLUME di camera di combustioneper UNITA di VOLUME di camera di combustione

HmC if ⋅A area della sezione trasversaleh la lunghezza nella direzione del moto

VC if

t =

PhA ⋅

=τV

V=

Vg Volume specifico dei fumi

Volume della C.C.

E’ influenzato dal tempo di permanenzagf

P Vm ⋅ gf Vm ⋅

g0it

pTHC =

E influenzato dal tempo di permanenza della singola particella in C.C.

g00pt TpV

C⋅τ

=

SSirr=ϕ ft mLC ∝

⋅

irrf

i

tS

SmH

VC ⋅ϕ=

⋅ irrSϕ

47

irri

Il Carico Termico

Si d fi i CARICO TERMICO di di b tiSi definisce CARICO TERMICO di una camera di combustione

La POTENZA SVILUPPATA da una determinata PORTATA di COMBUSTIBILE

per UNITA’ di VOLUME di camera di combustioneper UNITA di VOLUME di camera di combustione

HmC if ⋅A area della sezione trasversaleh la lunghezza nella direzione del moto

VC if

t =

E’ influenzato dal tempo di permanenza PhA ⋅

=τV

V=

Vg Volume specifico dei fumi

Volume della C.C.

E influenzato dal tempo di permanenza della singola particella in C.C. gf

P Vm ⋅ gf Vm ⋅

g0it

pTHC =g00p

t TpVC

⋅τ=

SSirr=ϕ ft mLC ∝

⋅Per ridurre tramite la riduzione di f

Sm

cT

irrf

i

tS

SmH

VC ⋅ϕ=

⋅ irrSϕoccorre ridurre od aumentare ϕ

irrStC

48

irri

Il Carico Termico

Si d fi i CARICO TERMICO di di b tiSi definisce CARICO TERMICO di una camera di combustione

La POTENZA SVILUPPATA da una determinata PORTATA di COMBUSTIBILE

per UNITA’ di VOLUME di camera di combustioneper UNITA di VOLUME di camera di combustione

HmC if ⋅A area della sezione trasversaleh la lunghezza nella direzione del moto

VC if

t =

E’ influenzato dal tempo di permanenza PhA ⋅

=τV

V=

Vg Volume specifico dei fumi

Volume della C.C.

E influenzato dal tempo di permanenza della singola particella in C.C. gf

P Vm ⋅ gf Vm ⋅

g0it

pTHC =g00p

t TpVC

⋅τ=

SSirr=ϕ ft mLC ∝

⋅Per ridurre tramite la riduzione di f

Sm

cT

irrf

i

tS

SmH

VC ⋅ϕ=

⋅ irrSϕoccorre ridurre od aumentare ϕ

irrStC

Pannellare la C.C.

49

irri Pannellare la C.C.con i vaporizzatori

La circolazione del fluido evaporante nei GENERATORI di VAPORE

Nelle caldaie a tubi d’acqua è molto importante curare la circolazione per accrescere la produzione di vapore per unità di superficie del fascio tubiero.p

50

La circolazione del fluido evaporante nei GENERATORI di VAPORE

Nelle caldaie a tubi d’acqua è molto importante curare la circolazione per accrescere la produzione di vapore per unità di superficie del fascio tubiero.p

Le pareti sono costituite da fasci tubieri vaporizzatori riscaldati per IRRAGGIAMENTO e per CONVEZIONE.p

La discesa del liquido è assicurata da pochi e grossi tubi esterni ed isolati.

Tubi vaporizzatori

h Il vapore prodotto risale verso il corpo separatore di liquido per la minore densità.

S ll b d l f i t bi i à i f ttiCamera di

combustione

Sulla base del fascio tubiero agirà infatti una differenza di pressione (Δp) provocata da tale differenza di densità (Δρ) :

Collettore

51

Collettore

La circolazione del fluido evaporante nei GENERATORI di VAPORE

Nelle caldaie a tubi d’acqua è molto importante curare la circolazione per accrescere la produzione di vapore per unità di superficie del fascio tubiero.p

Le pareti sono costituite da fasci tubieri vaporizzatori riscaldati per IRRAGGIAMENTO e per CONVEZIONE.p

La discesa del liquido è assicurata da pochi e grossi tubi esterni ed isolati.

Tubi vaporizzatori

h Il vapore prodotto risale verso il corpo separatore di liquido per la minore densità.

S ll b d l f i t bi i à i f ttiCamera di

combustione

Sulla base del fascio tubiero agirà infatti una differenza di pressione (Δp) provocata da tale differenza di densità (Δρ) :

ρΔ⋅=Δ ghpOvviamente all’aumentare dell’altezza si agevola la circolazione naturale spiegandoCollettore

52

agevola la circolazione naturale, spiegando la disposizione dei tubi verticalmente

Collettore

La circolazione del fluido evaporante nei GENERATORI di VAPORE

Al crescere della pressione di esercizio si restringe la differenza tra le proprietà del vapore e del liquido

pkPa

105

104104

103

102

10

53v,001 ,01 ,1 1 10 100 1000

La circolazione del fluido evaporante nei GENERATORI di VAPORE

Al crescere della pressione di esercizio si restringe la differenza tra le proprietà del vapore e del liquido

pkPa

105

1042,2 104

104

103

102

10 vlvΔ

54v,001 ,01 ,1 1 10 100 1000

La circolazione del fluido evaporante nei GENERATORI di VAPORE

Al crescere della pressione di esercizio si restringe la differenza tra le proprietà del vapore e del liquido

pkPa

ρΔ Decresce con la pressione sino ad annullarsi al punto critico

105

1042,2 104

104

103

102

10 vlvΔ

55v,001 ,01 ,1 1 10 100 1000

La circolazione del fluido evaporante nei GENERATORI di VAPORE

Al crescere della pressione di esercizio si restringe la differenza tra le proprietà del vapore e del liquido

pkPa

ρΔ Decresce con la pressione sino ad annullarsi al punto critico

Sopra valori di pressione di esercizio pari a 40 70 bar diviene105

1042,2 104

Sopra valori di pressione di esercizio pari a 40-70 bar diviene obbligatoria la configurazione verticale con altezze elevate

sub-orizzontali verticali104

103

Potenzialità 70 - 80 t/h n102 …103 t/h

Potenzialità specifica 35 - 40 kg / hm2 40 -100 kg / hm2

102

10 vlvΔ

56v,001 ,01 ,1 1 10 100 1000

La circolazione del fluido evaporante nei GENERATORI di VAPORE

Al crescere della pressione di esercizio si restringe la differenza tra le proprietà del vapore e del liquido

pkPa

ρΔ Decresce con la pressione sino ad annullarsi al punto critico

Sopra valori di pressione di esercizio pari a 40 70 bar diviene105

1042,2 104

Sopra valori di pressione di esercizio pari a 40-70 bar diviene obbligatoria la configurazione verticale con altezze elevate

sub-orizzontali verticali104

103

Potenzialità 70 - 80 t/h n102 …103 t/h

Potenzialità specifica 35 - 40 kg / hm2 40 -100 kg / hm2

102

Oltre certi limiti di pressione 150-160 bar la differenza di densità non può assicurare la buona circolazione e si ricorre quindi alla

10 vlvΔCIRCOLAZIONE FORZATA

57v,001 ,01 ,1 1 10 100 1000