Generatori Di Vapore

Generatori di vapore Gpm 05/06

GENERATORI DI VAPORE

1 - CARATTERISTICHE GENERAL I La tipologia dei generatori di vapore dipende dalla potenzialit Gv (espressa in kg/h di vapore prodotto) e dalle caratteristiche del vapore da produrre (pressione di esercizio pe e temperatura di surriscaldamento del vapore). Per impianti industr iali tecnologici, la potenzialit varia tipicamente da 500 a 75000 kg/h (con forte differenziazione di tipologie), mentre la pressione del vapore di norma compresa tra 10 e 100 bar (la pressione di utilizzo in stabilimento di regola tra 5 e 20 bar); il generatore non comprende in genere il risurriscaldatore. Gli impianti per produzione di energia elettr ica hanno invece generatori di potenzialit elevate (da 20000 ad oltre 1000000 kg/h), con pressioni comprese di norma tra 100 bar ed oltre 250 bar (generatori ipercritici), con fascio risurriscaldatore (ovvero con doppio surriscaldamento nel ciclo a vapore).

a) Caldaia a tubi da fumo Cornovaglia b) Caldaia a tubi dacqua tipo Velox c) Caldaia a tubi dacqua di medio/grande potenzialit

Generatori di Vapore 01/02- GPM

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Tradizionalmente i generatori di vapore vengono divisi in generatori a tubi di fumo e generatori a tubi d'acqua. I primi sono limitati alla produzione di vapore tecnologico a bassa pressione e per ridotte potenzialit , mentre i secondi si adattano ad impieghi sia industriali che per produzione di energia elettrica, e coprono un'ampia gamma di capacit e pressioni di esercizio. In ambedue le famiglie sono nate applicazioni particolari, spesso denominate con il nome commerciale.

2 - GENERATORI A TUBI DI FUMO

Sono caratterizzati da un corpo cilindrico che contiene un grande volume d'acqua, lambito da una fiamma esterna o, comunque, riscaldato da opportuni tubi di fumo interni. Le moderne evoluzioni delle

caldaie a grandi volumi d'acqua prevedono un doppio passaggio dei gas combusti entro al corpo cilindrico, che porta a costruzioni molto compatte (spesso utilizzate per applicazioni navali, con combustione a gasolio). In tal modo possibile alloggiare superfici di scambio relativamente estese anche dentro a corpi cilindrici di dimensioni contenute. Si pu quindi, a parit di dimensioni, aumentare la potenzialit e la pressione di esercizio. I tubi di fumo possono avere diametro ridotto fino a 50 100 mm (aumentandone il numero, a parit di volume disponibile, si ha un sostanziale incremento della superficie di scambio). La potenzialit pu raggiungere i 10000 kg/h di vapore, con pressioni fino a 30 bar e possibilit di realizzare moderati surriscaldamenti alloggiando un fascio surriscaldatore nella zona attraversata dai gas combusti a pi elevata temperatura.


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Il rendimento delle caldaie a tubi di fumo comunque sempre alquanto limitato ( h = 0.65 0.75); ci avviene in gran parte a causa della temperatura relativamente elevata dei gas al camino, che produce una rilevante perdita per calore sensibile. Nel caso di combustione di carbone su griglia (comune in questo tipo di caldaie), anche spesso rilevante la perdita per carbonio incombusto. I limiti della soluzione costruttiva a tubi di fumo (a parte il rendimento) sono essenzialmente legati a: - impossibilit di raggiungere potenzialit medie o alte (> 2000 kg/h) e/o pressioni di esercizio elevate (oltre 35 bar), a

causa dei problemi legati alla resistenza strutturale del corpo cilindrico (recipiente pressurizzato di elevate dimensioni)

- impossibilit di realizzare elevate densit volumetr iche di super fici di scambio; inoltre, la soluzione di far passare i gas combusti all'interno dei tubi non la pi corretta dal punto di vista dello scambio termico: infatti, il coefficiente di scambio lato fumi sensibilmente pi basso rispetto a quello esterno (lato acqua), dove sarebbe pi facile, al limite, adottare soluzioni di promozione dello scambio termico (tubi alettati, a file sfalsate, etc.)

Il pregio fondamentale, a prescindere dalla semplicit di esercizio, la grande tolleranza verso fluttuazioni della r ichiesta di por tata di vapore, il che semplifica la regolazione della caldaia: infatti, il grande volume d'acqua in condizioni di saturazione garantisce un effetto di accumulo di vapore, che si traduce in un'elevata uniformit della pressione di esercizio, anche a fronte di rilevanti fluttuazioni della portata di vapore e con semplici interventi correttivi della portata di combustibile.


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VAP

SHI

SHC

ECO

RH

mAIR

mFUEL

mGASmV

mA= mv

mRH

LYU

3 - GENERATORI A TUBI DACQUA

3.1) CIRCUITO ACQUA-VAPORE (Esercizio natcirc.ees)

Il circuito composto da tre corpi principali:

- economizzatore - vapor izzatore - sur r iscaldatore + eventuali r isur r iscaldator i

L' Economizzatore innalza la temperatura dell'acqua fino quasi alla temperatura di saturazione. E' costituito da tubi, spesso esternamente alettati, disposti nella zona a bassa temperatura dei fumi (300 400 C). Il Vapor izzatore provvede al cambiamento di fase da liquido a vapore. E' costituito frequentemente da pareti continue di tubi alettati saldati tra loro; in tal modo viene anche garantita la tenuta in caldaie pressurizzate. E' disposto in una zona ad alta temperatura e funziona per irraggiamento, in modo da trasferire grandi quantit di calore.

Il Sur r iscaldatore surriscalda il vapore fino alla temperatura di ingresso in turbina. Spesso composto da due corpi, uno a convezione SHC) ed uno ad irraggiamento (SHI).


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In base alla modalit di circolazione realizzata nel fascio vaporizzatore possibile la seguente classificazione dei generatori:

- Generator i a circolazione naturale, in cui la forza fluidomotrice costituita dalla differenza di densit tra ingresso ed uscita del vaporizzatore, e dalla presenza di una differenza di quota (tubi montanti ad andamento verticale). Questa soluzione richiede grandi altezze della caldaia (10 30 m) e si presta perci ad impianti di grandi dimensioni (altrimenti la caldaia assume una struttura a torre e la forma della camera di combustione inadatta). I generatori a circolazione naturale non richiedono energia per la circolazione ed hanno una buona affidabilit a seguito dell'assenza di pompe. Per contro, poich la variazione di densit tra vapore e liquido diminuisce progressivamente al crescere della pressione, tale soluzione in genere limitata a pressioni inferiori a 100 bar.

Nello schema della circolazione naturale si distinguono una tubazione discendente (esterna) ed una ascendente (interna, esposta all irraggiamento), che conducono al corpo cilindr ico (C.C.), dove le due fasi (vapore ed acqua) vengono separate per gravit .

La forza fluidomotrice nel caso della circolazione naturale assicurata dalla differenza di pressione idrostatica, legata alla spinta di galleggiamento:

Dp gHd d a= -( )r r = k mR2

r d la densit media dell'acqua nella tubazione discendente, non riscaldata; pu quindi essere assunta pari alla densit del liquido saturo alla pressione di esercizio. H la differenza di quota tra il corpo cilindrico ed il manicotto inferiore di distribuzione; g l'accelerazione gravitazionale.

VAP

SH

Hq

mR

C.C.

mv

ma=mv

ECO


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r a la densit media della miscela bifase acqua-vapore nella tubazione ascendente. Il valore da attribuire a r a compreso tra la densit r d del liquido saturo e quella della miscela acqua-vapore in uscita dal fascio vaporizzatore (ingresso al corpo cilindrico; per i generatori a circolazione naturale, si produce in genere non pi del 15 20% in massa del vapore, per non compromettere lefficacia dello scambio termico). La differenza di pressione tra ingresso ed uscita del vaporizzatore utilizzata per indurre la circolazione della portata mR nel fascio, con dipendenza tra Dp e portata di tipo quadratico (regime di fluusso turbolento); k risulta la costante globale di perdita di pressione del circuito. Per la corretta valutazione di r a occorre fare riferimento al valore medio della densit del flusso bifase nella tubazione ascendente. Tale valore risulta influenzato dalla distribuzione verticale del flusso termico nella camera di combustione, nonch dal fenomeno dello scorrimento tra le fasi, che altera il grado di vuoto aaaav locale rispetto alle condizioni stazionarie (in cui a risulta uguale al titolo di vapore). Per tali problemi si rimanda a testi specializzati. Esempio 1 (Esercizio natcirc.ees) Verificare le condizioni di progetto di un generatore a circolazione naturale.

Dati: pe = 88 bar r l = 714.3 kg/m3 (liquido)

r vs = 47.62 kg/m3 (vapore secco) DHv = 1387.52 kJ/kg QT = 69.4 MW H = 20 m mv= 500 kg/s

Il calore scambiato nel vaporizzatore dato da:

vrT HxmQ D= da cui si pu calcolare x = 0.1

r d pu essere considerata uguale alla densit del liquido saturo r l, mentre ra un valore medio, che -assumendo flusso termico costante lungo la verticale - pu essere stimato pari a circa r a = 500 kg/m3, per cui dalla (3.1) la differenza di pressione idrostatica pari a Dpd 41700 N/m2


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La differenza di pressione bilanciata dalle perdite del circuito che possono essere espresse nella forma Dpd = k mv; se ne ricava una costante di resistenza complessiva del circuito k = 0.17 Ns2/m2kg2 , che risulta il dato di progetto in base al quale il progettista sceglier la dimensione delle tubazioni, dei raccordi, etc.

Nei Generator i a circolazione assistita, la forza fluidomotrice per il vaporizzatore (portata di ricircolo) fornita da apposite pompe. Queste aspirano l 'acqua dal corpo cilindr ico e la inviano al collettore di ingresso del vaporizzatore.

Il corpo cilindrico assolve a scopi molteplici: l 'elemento di separazione del circuito a ricircolo da quello

principale; funge da polmone per assorbire le fluttuazioni di carico,

facilitando la regolazione del generatore;

VAP

SH

Hq

mR

C.C.

mv

ma=mv

ECO

POMPA


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svolge la funzione di separare la frazione liquida (acqua) da quella gassosa (vapore), per semplice effetto della gravit .

Alle pressioni prossime alla critica (oltre 165 bar), la differenza di densit tra vapore ed acqua diviene per molto piccola, sicch la separazione per semplice gravit inefficiente; si ricorre perci a separatori a diaframma o a ciclone, che aumentano il costo della soluzione ed introducono perdite di carico aggiuntive. Nei Generator i a circolazione forzata, la portata di acqua introdotta viene vaporizzata in un solo passaggio. Per pressioni ipercritiche (>221 bar) il passaggio liquido/gas puntuale ed il vaporizzatore scompare; in tal caso, la circolazione forzata lunica soluzione praticabile, non coesistendo le due fasi acqua e vapore.

Nelle prime soluzioni (caldaia monotubolare Sulzer) un solo tubo ripiegato pi volte costituiva con continuit i tre corpi. La perdita di carico attraverso la lunghissima tubazione in tal caso estremamente rilevante; si ha poi l 'inconveniente che, al punto di passaggio tra vapore saturo e fase gassosa, si ha una forte deposizione di incrostazioni saline che non possono passare nella fase vapore e si depositano sulle pareti diminuendo il coefficiente globale di scambio, con surriscaldamento eventuale della parete del tubo. Per impianti di grandi dimensioni sono necessarie soluzioni a due o pi tubi, ed esiste il pericolo che i due (o pi) lunghi circuiti in parallelo presentino nel tempo resistenze distribuite (ad es. per incrostazioni) differenziate, e siano di conseguenza attraversati da diverse portate. Al limite ci pu portare alla crisi termica della

Pompa di Alimento

SurriscaldatoreVaporizzatoreEconomizzatore


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tubazione (burn-out), se la parete di questa localmente non bagnata dal liquido ma vi si forma prematuramente una sacca di vapore, molto meno conduttivo. Per ridurre tali problemi, che si aggravano per pressioni di esercizio basse (a causa dellaumento dello scorrimento tra le due fasi liquido e vapore) il progettista interviene inserendo una perdita di carico considerevole (valvola) in fase liquida, prima delleconomizzatore.

Questi problemi sono superati nelle caldaie del tipo Benson, adatte anche per generatori ipercritici; queste sono costituite da pannelli di tubi in parallelo, a loro volta disposti in serie. La presenza di frequenti manicotti di miscelazione uniforma periodicamente lo stato fisico dei fluidi, ed ha effetti benefici sulla stabilit di flusso. In prossimit del termine dellevaporatore, quando il titolo molto elevato (fino al 95%), possibile mettere un separatore liquido/vapore. Questultimo viene inviato al surriscaldatore, mentre il liquido (5% o meno) viene riciclato in ingresso. In questo modo il termine dellevaporatore viene definito univocamente. Dal separatore anche possibile effettuare uno spurgo salino.

Nelle caldaie ipercritiche, poich si ha la scomparsa progressiva della fase liquida, (con deposizione dei sali, a seguito della minore solubilit nella fase vapore) le incrostazioni saline avvengono in modo distribuito e sono quindi meno pericolose.

mv

SH

VAP

ECO

ma=mvPA

SEPLiq.

recycle


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3.2) CIRCUITO ARIA-FUM I

La circolazione dellaria e dei gas combusti nel generatore di vapore pu essere assicurata mediante due soluzioni: a tiraggio bilanciato, con camera di combustione praticamente

atmosferica (0.5 2 mbar in depressione) e due batterie di ventilatori, prementi per l 'aria ed aspiranti per i fumi

a caldaia pressur izzata, con camera di combustione a 30 40 mbar e soli ventilatori prementi che elaborano aria comburente.

Quest'ultima soluzione vantaggiosa, in quanto vi un risparmio di potenza (maggiore densit del fluido elaborato) e sono minori i problemi di corrosione (viene elaborata aria pulita, non fumi corrosivi). E' per necessario che la caldaia sia a perfetta tenuta e che la sua struttura consenta la moderata pressurizzazione. Si adotta di preferenza la soluzione a tiraggio bilanciato per caldaie operanti con combustibili solidi, in cui la camera di combustione ha dimensioni pi rilevanti ed i problemi di tenuta sono pi complessi. Esempio 2 Calcolare la potenza dei ventilatori di un generatore che produce 500 t/h di vapore a 540 C, 101.3 bar, con acqua di alimento in ingresso a 200 C, nei tre casi: 1) Tiraggio forzato con Tai (temp. aria ingresso) = 10 C. 2) Tiraggio forzato con Tai = 30 C. 3) Tiraggio bilanciato con Tai = 30 C (per questo ultimo caso si assume che

la camera di combustione sia a 0 bar relativi e che sia posta al 30% del percorso dellaria).

Dati: PCI = 41422 kJ/kg ar = 14.6 kga/kgc Ma = 28.96 kg/kmol Dp = 3.923*10-3 bar Tgu = 160 C hv = 0.85 Applicando la legge dei gas perfetti:


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r aa

ai

pM

RT= r a10 = 1.246 kg/m3 r a30 = 1.164 kg/m3

Assumendo Mg Ma si ottiene r g160 = 0.816 kg/m3. Il bilancio termico del generatore :

QT = mv (hs-ha)= 364068 kW=

[ ]Q m h c T (1 )c TT c CI c r pa ai r pf guH= + + - + a a da cui, assumendo cpa = cpf e hc = 0 , si ottiene: mc = 9.3 kg/s portata di combustibile ma = a mc = 135 kg/s portata di aria comburente mg = (a+1) mc = 141 kg/s portata di gas combusti Per una macchina operante su di un fluido incomprimibile la potenza

esprimibile come: v

pmWhr

D=

; quindi:

Wm

1a10

a10

p

v

=

r h

D = 504.8 kW W

m2

a30

a

p

v

=

r h30

D = 535.6 kW

v

p

g160

g160m0.7

30a

a30m0.33W hD

r+

r=

= 733.4 kW

Risulta evidente il risparmio di potenza nel caso di caldaia pressurizzata.

Scambiatore r igenerativo fumi-ar ia L 'aria comburente viene in genere preriscaldata in ingresso da uno scambiatore rigenerativo fumi-aria, in cui la temperatura dei fumi passa da 300 350 C a 120 150 C e l 'aria dalla temperatura ambiente viene portata a circa 300 C. Nei grandi impianti, lo scambio fumi-acqua nell 'economizzatore limitato in quanto l 'acqua in pressione arriva in caldaia gi notevolmente preriscaldata in modo rigenerativo mediante spillamenti di vapore. In tale situazione, il recupero dell 'energia termica dei gas di scarico mediante preriscaldamento dell 'aria di combustione l 'unico modo per ottenere basse temperature al camino ed elevati rendimenti del generatore.


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Gli scambiatori rigenerativi fumi-aria possono essere: - a fasci tubier i. Tale soluzione richiede grandi superfici di scambio, paragonabili per ingombro nella caldaia al fascio vaporizzatore. Il costo dei tubi alettati comunque inferiore a quello degli stessi impiegati per il circuito acqua-vapore, in quanto la pressione di esercizio, e di conseguenza gli spessori, sono pi ridotti. I problemi di manutenzione e di resistenza alla corrosione sono notevoli per questa soluzione. - a masse di accumulo o Lyungstr m. Sono costituiti da un tamburo rotante a bassa velocit , di grandi dimensioni, contenente lamierini in acciaio impacchettati che vengono messi alternativamente in comunicazione con i fumi e con l 'aria comburente, fungendo cos da accumulatore termico. In questo caso, l 'ingombro molto pi contenuto e la manutenzione (con la sostituzione dei lamierini corrosi etc.) semplificata.


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3.3) TIPI DI SUPERFICI DI SCAMBIO Per la camera di combustione, nella quale alloggiato il fascio vaporizzatore, che funziona prevalentemente per irraggiamento (in considerazione delle elevate temperature della fiamma) si adottano oggi pareti membranate costruite con diverse tecnologie. Lo scopo quello di rendere massima la superficie di scambio in vista della fiamma (e di evitare l 'irraggiamento verso pareti non raffreddate, ove non circola fluido termovettore). Le pareti membranate possono anche essere realizzate in modo tale da avere una perfetta tenuta dei gas nella camera di combustione, in particolare nel caso di pressurizzazione della stessa che si verifica per tiraggio bilanciato o mediante ventilatori prementi.

Soluzioni costruttive per superfici ad irraggiamento e pareti membranate

Anche i fasci sur r iscaldator i possono essere del tipo ad ir raggiamento: in tal caso, essi sono realizzati con soluzioni a piastre e sono particolarmente resistenti alla formazione di incrostazioni.


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I fasci economizzatori, risurriscaldatori, ed in genere buona parte dei surriscaldatori funzionano scambiando invece calore per convezione con i gas che diminuiscono progressivamente di temperatura. A causa del limitato coefficiente di scambio lato gas (in confronto al coefficiente lato acqua-vapore) si adottano sempre pi di frequente tubi speciali con configurazioni alettate e dispositivi di generazione di turbolenza e di interruzione dello strato limite termico. Diviene per critico il problema delle incrostazioni, che pu essere risolto solo parzialmente con dispositivi di pulizia.

3.4) BRUCIATORI E CIRCUITO COMBUSTIBILE

Bruciator i per gas Sono i pi semplici in quanto la preparazione del combustibile modesta, limitandosi ad accorgimenti atti a generare elevata turbolenza, in modo da favorire l 'intimo miscelamento di combustibile e comburente. Per basse potenzialit si usano bruciatori a induzione (Fig 3.8), con gas a bassa od alta pressione (con uno o due venturi nei due casi); l 'aria primaria (15 20%) viene aspirata dal flusso dei gas.


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Per grandi potenzialit si usano anelli toroidali di distribuzione del gas, con l 'aria pressurizzata da una opportuna soffiante; l 'iniezione del gas avviene in direzione normale al flusso d'aria, con forte inclinazione tangenziale; serrande a monte provvedono a fornire all 'aria una vorticit in senso opposto per favorire la miscelazione La combustione effettiva innescata in un corto condotto in materiale refrattario. Un disco stabilizzatore consente di regolare la distanza della fiamma dalla bocca.

Bruciator i per liquidi Differiscono da quelli per gas in quanto nel bruciatore si deve provvedere all 'atomizzazione, cio alla frantumazione del combustibile in goccie di dimensioni inferiori a 50 m, in modo da evitare fumi ed emissioni di incombusti. Per combustibili leggeri, possibile attuare la vaporizzazione completa prima dell 'iniezione, per riscaldamento. Per combustibili pesanti si utilizza una atomizzazione meccanica o pneumatica (con aria o vapore).

Per alte potenzialit si usano bruciatori con atomizzazione ad aria o vapore in forte pressione.


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Molto diffusi per potenzialit medie e piccole sono i bruciatori a coppa rotante, con una girante per l 'aria primaria (15 20%) calettata ad una estremit ed una coppa rotante all 'altra dello stesso albero; attraverso l 'albero, cavo, viene iniettato il combustibile nella coppa,

rotante ad alta velocit . Il combustibile centrifugato e scaricato in minute goccioline, con forte componente tangenziale, nel flusso di aria primaria, che possiede vorticit opposta. Questi bruciatori funzionano bene anche per bassi carichi, fino al 30% circa. Ai fini del contenimento delle emissioni di ossidi di azoto viene applicata nei moderni generatori la combustione a stadi, sia a livello di bruciatore, che a quello di camera di combustione: ad es. prevedendo l 'immissione di aria secondaria al di sopra della zona a pi alta temperatura della camera di combustione (nella quale si attua la combustione in modesto difetto d'aria): in tal modo la combustione viene ultimata efficacemente senza formazione di NOx in quanto la temperatura gi abbassata per effetto dello scambio termico.


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3.5) SMALTIMENTO DELLE CENERI , PUL IZIA ETC.

La raccolta delle ceneri pu avvenire in due modi: sotto forma di cener i fuse o di par ticolato. Per la raccolta delle ceneri allo stato fuso, ad esempio nel caso di combustione di carbone con basso punto di fusione delle ceneri, uno o pi bruciatori sono diretti verso il fondo della camera di combustione, in modo da mantenere fluide le ceneri. Queste scorrono attraverso un anello di raccolta, raffreddato ad acqua, fino ad un serbatoio riempito con acqua. Il sistema consente la raccolta di circa il 50% delle ceneri. Per ceneri ad alto punto di fusione (Temperatura di fusione superiore a 1300 C), le ceneri stesse sono raffreddate in sospensione con i gas combusti dalle pareti schermate e refrigerate ad acqua della camera di combustione. Circa l '80% delle ceneri resta nei gas di scarico (il 20% precipita in fase solida sul fondo della camera, e viene rimosso meccanicamente), dimodoch sono necessari dispositivi di raccolta di tipo meccanico (filtr i o precipitator i elettrostatici).

Per la pulizia delle superfici a convezione, si usano soffiator i di fuliggine azionati ad aria compressa o vapore.


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Sono anche utilizzati sistemi di pulizia ad impatto (shot-cleaning), che lanciano biglie in acciaio (diametro 12 mm. circa), a mezzo aria compressa, contro le superfici di scambio. Le biglie sono separate dalla fuliggine e riciclate.

4 - SCAMBIO TERM ICO - GENERATORI DI VAPORE

4.1) IRRAGGIAMENTO

Nel caso dell 'irraggiamento tra i gas caldi e le pareti della camera di combustione, l 'equazione dello scambio termico di riferimento quella generale dello scambio tra un corpo grigio caldo (fiamma) ed uno nero freddo (pareti):

( )Q S T Ti r 1 4 2 4= -s e s la costante di Stefan-Boltzmann, che vale 5.67 *10-8 WmK-4. Il coefficiente di emissivit e basso (0.6 0.7) per fiamme di gas naturale, mentre assume progressivamente valori pi elevati per fiamme di combustibili liquidi o di polverino di carbone, per la presenza di particelle solide in sospensione (polverino, fuliggine).


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Se si considera in via approssimata una temperatura Tgui media esistente nella zona ad irraggiamento, il bilancio termico di tale zona pu scriversi:

( )=- 4p

4

guiTTSes

= ( ) ( ) ( )[ ] guipmgstcaipaistccpcic Tce11mTce1mTcHm aa ++-+++

che esprime il bilancio concettuale Qir = Qi - Qgu, con cpai calore specifico aria in ingresso cpmg calore specifico medio fumi nella zona di irraggiamento Tp temperatura di parete Tc,Tai temperature di ingresso di combustibile ed aria mc portata di combustibile e eccesso d'aria ast rapporto stechiometrico in massa aria/combustibile Tgui temperatura dei gas di uscita dalla zona ad irraggiamento Il metodo di Mullikin considera che ci sia una compensazione tra due effetti opposti, cio il valore e < 1 ed il fatto che la temperatura media equivalente di irraggiamento della fiamma certo superiore alla temperatura Tgui di uscita dei gas dalla zona di irraggiamento. Trascurando l 'entalpia del combustibile in ingresso, il bilancio termico, riferito alla portata unitaria di combustibile, pu scriversi:

( )s aS / mc

Tgui

4 Tp

4 1 1 est

cpmg

Tgui

-

+ + +

=

( )= H 1 e c Ti st pa ai+ + a

Il secondo termine a primo membro rappresenta l 'entalpia dei gas di combustione, funzione della temperatura Tgui. L 'equazione risolubile in funzione di Tgui per via numerica o grafica. In questo caso sufficiente costruire la curva dell 'energia specifica irraggiata:


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( )[ ] ( )s S / m T T F Tc g u i 4 p 4 g u i - = e riportare graficamente la differenza con il secondo membro.

L 'intersezione delle due curve determina Tgui e la quantit di calore irraggiata. L 'influenza della temperatura di parete assai modesta, per cui sufficiente assumere tale temperatura pari o poco superiore alla temperatura di evaporazione. Occorre piuttosto, in modelli pi raffinati, tener conto

dell 'irraggiamento verso la parte superiore della caldaia, ove possono essere presenti i surriscaldatori ad irraggiamento. Esempio 3 Si determini la temperatura dei gas combusti i n uscita dalla zona ad irraggiamento mediante il metodo di Mullikin: Dati: mc = 19 kg/s Hci = 41400 kJ / kg K Tp = 350 C cpmg = 1.25 kJ/(kg C) cpmai = 1.05 kJ/(kg C) S = 1400 m2 e = 0.1 ast = 13.8 La quantit di calore entrante data da :

( )[ ]Q m H e c Ti c i st pai ai= + + = 1 a 877 MW e non dipende da Tgui. La quantit di calore uscente :

( )[ ]Q m e c Tu c st pmg gui= + + 1 1 a e quella irraggiata approssimativamente: ( )Q S T Tirr gui p= -s 4 4

( )aipasti Tce1H a++

( )[ ]4p

4

guic TTmS/ -s( )gui

Tpmg

cst

e11

++ a

( )[ ]4p

4

guicTTmS/ -s

( )gui

Tpmg

cst

e11

++ a

Q

T

Tgui


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Facendo attenzione alle unit di misura (T in K, s in unit adatte), si pu costruire la seguente tabella:

La temperatura Tgui pu essere stimata attorno a 1435 K, ovvero circa 1162 C.

Pu essere interessante notare che, ad esempio, con e = 0.05 si otterrebbe:

Tgui = 1448 K (1175 C)

4.2) SCAMBIO TERM ICO PER CONVEZIONE

Per i coefficienti di convezione (esterno ed interno) si utilizzano in genere correlazioni basate sui numeri di Nusselt e Prandtl, nonch sulla disposizione geometrica dei tubi nel fascio. Si richiamano nel seguito due comuni correlazioni per flusso longitudinale entro ad un cilindro:

Nud

i i= =a

l0023 0 8 0 4. Re Pr. .

e, per tubazioni investite trasversalmente da un flusso esterno:

Nud

e e= =a

l0287 0 61 1 3. Re Pr. /

a l sono i coefficienti di convezione (esterno ed interno); d il diametro della tubazione; l la conducibilit termica del fluido.

Tgui Qu Qirr D = Qi -Qu-Qirr

[K] [MW] [MW] [MW]

1573 604.1 477. -204.

1400 537.7 295. 45.

1450 556.9 341. -21.

1435 551.1 326. -0.5


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Esempio 4 Calcolare il coefficiente e la superficie di scambio termico relativi agli scambiatori a convezione (economizzatore, surriscaldatore e risurriscaldatore) dai seguenti dati:

Il coefficiente globale K di scambio termico espresso dalla relazione:

K1

1 s d

d1 d

de

m i

e

i

=

+ +a l a

e

dove la conducibilit termica dellacciaio pu essere assunta l s = 44 kW/(m C), e lo spessore s = (de-di)/2. Per il calcolo della superficie si applica la formula Q KS

T ml= DT .Risultati:

ECO SH RH

5) CORROSIONE NEI GENERATORI DIVAPORE

I problemi di corrosione dei corpi metallici delle caldaie presentano grande importanza, in particolare nel caso di utilizzo di combustibili di basso pregio, particolarmente ricchi di sostanze corrosive, nonch per la tendenza a contenere la temperatura di scarico al camino. La corrosione nei generatori di vapore avviene in due distinte fasce di temperatura: a) a bassa temperatura sui corpi economizzatori, sui preriscaldatori

d'aria e camini. b) ad alta temperatura in corrispondenza dei fasci surriscaldatori.

ECO SH RH a i [kW/m2 C] 23.26 4.07 1.826 ae [kW/m2 C] 0.109 0.120 0.135 de [mm] 38 38 38 di [mm] 30 30 30 QT [MW] 26.9 77.9 115.7 DTml [ C] 131 421 165

K [kW/(m2 C)] 0.108 0.114 0.122 S [m2] 1904 1628 5731


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5.1) CORROSIONE A BASSA TEMPERATURA

Ha luogo sulle superfici metalliche a contatto con i gas di combustione che presentino temperature uguali o poco inferiori alle temperature di condensazione del vapore contenuto nei gas (condense corrosive o rugiada acida). La temperatura di condensazione del vapore Tr (punto di rugiada) dipende, in assenza di vapori acidi, solo dal contenuto in umidit dei gas di scarico. Per un tenore di umidit pari al 10% in volume, risulta Tr = 43 C. La presenza di anidride solforica, anche in piccole quantit , innalza per sensibilmente questo valore, portandolo al limite a valori prossimi a 100 C. La reazione che causa la deposizione di acido solforico sulle superfici la seguente:

SO H O H SO3 2 2 4+ fi a sua volta SO3 viene prodotto secondo la catena:

S O SO2 2+ fi S (3 / 2)O SO2 3+ fi 2SO O 2SO2 2 3+ fi l 'ossidazione a SO3 facilitata ed accelerata dalla presenza di Fe2O3 e V2O5 (catalizzatori). Si pu poi dimostrare che il rapporto volumetrico

( )SO / SO f(T / O )2 3 2= risulta una funzione crescente. La formazione di SO3 perci favorita dalle basse temperature e da elevati eccessi d'aria. Usualmente la percentuale di zolfo che si ossida a SO3 compresa entro il 2 5% (la parte restante produce SO2).


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La temperatura di parete pi pericolosa per la corrosione a bassa tamperatura si situa su valori minori di 20 40 C del punto di rugiada acido. La velocit di corrosione aumenta in modo proporzionale al contenuto di SO3.

A parit di contenuto in zolfo nel combustibile, risultano pi corrosivi i fumi di combustibili liquidi rispetto a quelli di combustibili solidi, nei quali parte dell 'acido solforico generato viene assorbito dalle ceneri.

Per limitare la corrosione a bassa temperatura sono efficaci vari accorgimenti: a) Riduzione delleccesso daria. Limitando questo a pochi punti

percentuali, si ha prevalentemente formazione di CO2 rispetto ad altri ossidi. Per limitare l 'emissione di incombusti (che causano inquinamento e sensibili perdite di rendimento) occorre, per , un sistema di controllo della combustione accurato e pronto ad adeguarsi a variazioni anche piccole del carico.

b) Introduzione di inibitori di corrosione nel circuito fumi. Alcuni additivi (dolomite, ammoniaca, ossidi di zinco) assorbono fisicamente l 'anidride solforica. Altri (zinco ed additivi speciali) agiscono come anticatalizzatori per lossidazione di SO2.

c) Evitare le temperature di parete pi pericolose; particolarmente aggressive sono le miscele H2O H2SO4 a concentrazioni intermedie (40 50% per l 'acciaio), che si formano preferenzialmente per determinate differenze di temperatura tra gas e parete. In definitiva, occorre contenere entro limiti ragionevoli l 'abbassamento della temperatura al camino (100 - 180 C a seconda del tipo di combustibile impiegato; i valori minimi sono caratteristici del gas naturale).


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5.2) CORROSIONE AD ALTA TEMPERATURA

E' in genere associata alle incrostazioni che si verificano sui corpi surriscaldatori funzionanti prevalentemente od in parte per irraggiamento, che operano con temperature di parete prossime a 600 C. L 'aggressivit delle ceneri dovuta alla presenza in esse di solfati alcalini di sodio e potassio (Na2SO4, K2SO4 ) e vanadina (V2O5); questi componenti raggiungono con continuit la parete, in quanto a questa temperatura le ceneri possono presentarsi allo stato fuso e non costituiscono una barriera protettiva. Sulle superfici ferrose, d'altra parte, non si forma, ad alta temperatura ed in ambiente ossidante, l 'ossido Fe3O4 (magnetite), aderente e protettivo, bens l 'ossido ferroso FeO che non possiede tale qualit . L 'utilizzo di acciai legati pu essere produttivo in molti casi (ad es., il molibdeno modifica la composizione e le propriet dello strato di ossido). Ma pu anche produrre, in casi particolari, pessimi risultati (ossidazione catastrofica: avviene nel caso di aggiunta dello stesso molibdeno ad acciai ad alto tenore in cromo). Sempre con riferimento al Molibdeno, la formazione di MoO3, composto volatile che dissocia e produce ossigeno atomico, fortemente ossidante, da evitarsi con cura. Simili effetti si hanno in acciai al nichel-cromo per aggiunta di vanadio. Il vanadio contenuto nel combustibile produce anch'esso V2O5, che, in presenza di Na2SO4, produce un eutettico a consistenza vetrosa aderente alla parete e fortemente corrosivo. Anche i soli solfati, se in presenza contemporanea di cloruri, possono provocare corrosioni accelerate.


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I provvedimenti disponibili per la limitazione della corrosione ad alta temperatura sono: a) Aggiunta di sostanze che innalzano il punto di fusione delle

ceneri. Assolve a tale compito la dolomite, CaMg(CO3)2 che ha, come visto, positivi effetti anche nella prevenzione dell 'altro tipo di corrosione. Simile compito assolve l 'ossido di magnesio MgO.

b) Limitazione della temperatura di parete. Ci porta al noto limite superiore di 550 C per la temperatura di surriscaldamento. Oltre tale valore, di cui si pi volte tentato il superamento al fine di incrementare il rendimento dei cicli, l 'ossidazione presenta caratteristiche catastrofiche.

6 - IL RENDIMENTO DEI GENERATORI DI VAPORE

L 'espressione diretta del rendimento di un generatore di vapore data dall 'energia fornita al circuito acqua-vapore divisa per l 'energia entrante con il combustibile (l 'apporto dell 'aria comburente, entrante in condizioni di equilibrio con l 'ambiente, si considera nullo); in condizioni stazionarie:

( ) ( )[ ] ( )hd = - + - m h h m h h / m Hv uv ai rh urh irh c i I valori tipici del rendimento si collocano tra l ' 85% ed il 93%; poich molto difficile ottenere sull 'impianto misure di portata (acqua-vapore e combustibile) con precisione migliore del 2-3%, appare evidente che il metodo diretto non consente di valutare accuratamente il rendimento. Di conseguenza, si applica di regola il metodo indiretto, che prevede la valutazione del rendimento per sottrazione delle perdite:

( ) ( )hi c i ii

c i iri

im H L / m H 1 L / H= -

= -

in cui Lir sono valori di perdite riferiti all 'unit di massa di combustibile.


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Per la valutazione delle perdite, il riferimento italiano la normativa UNI-CTI 7708, peraltro uniforme a molte altre internazionali (ASME-PTC, DIN, ISO). Per la valutazione delle perdite, escludendo le perdite di carattere secondario (spurghi caldi, etc.), si pu considerare un numero limitato di perdite, ad esempio: 1) La perdita per calore sensibile allo scarico (gas secchi) 2) La perdita per umidita' del combustibile 3) La perdita per umidita' dell 'aria comburente 4) La perdita per carbonio incombusto 5) La perdita per combustione incompleta 6) La perdita radiativa. La Perdita per calore sensibile allo scarico e' quella che si puo' idealmente associare allo scarico caldo al camino della portata di gas secchi di combustione:

L1r = mgdcpg (Tgu - Tai)/mc = (ad + 1-R-M-9H) cpg(Tgu - Tai)

(in [kJ/kg] di combustibile, come tutte le altre perdite). Si suppone cio che, in assenza di problemi di corrosione a bassa temperatura e di tiraggio, i fumi sarebbero scaricabili alla stessa temperatura di ingresso dell 'aria. Il rapporto mgd/mc (portata di gas secchi per unita' di combustibile) e' dato dal rapporto effettivo in massa tra aria secca e combustibile (ad + 1) - R (ceneri e residui generici per kg di combustibile) - M (umidita' del combustibile, pari ai kg di H2O per unita' di peso) - 9H (9 volte il contenuto in massa di idrogeno molecolare per unita' di peso del combustibile: difatti, ogni 2 kg di idrogeno producono circa 18 kg di acqua). Si noti che ad = (1+e) ast , con ast valore stechiometrico ed e leccesso daria nella combustione. La perdita per umidita del combustibile e' data da:

L2r = (M + 9H) (hsu - hai) [kJ/kg]


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dove M + 9H sono i kg di acqua per unita' di peso di combustibile (umidita' + acqua di formazione), hsu e' l 'entalpia del vapore surriscaldato alla temperatura Tgu ed alla pressione parziale di equilibrio nei gas combusti, hai e' l 'entalpia dell 'acqua in ingresso alla temperatura Tai. Si noti che l 'acqua si presenta sotto forma di vapore in uscita, e di liquido in ingresso. A seconda della temperatura di uscita dei gas, si puo' assumere: per T gu < 300 C: hsu - hai = 2492.6 + 1.926 Tgu - 4.1867 Tai [kJ/kg]

per T gu > 300 C: hsu - hai = 2442. + 2.093 Tgu - 4.1867 Tai [kJ/kg]

La perdita per umidita dellaria comburente pi ridotta della precedente; in questo caso, l 'acqua entra ed esce dal sistema sotto forma di vapore, e la perdita e' data da:

L3r = ad w cps (Tgu - Tai) [kJ/kg]

In tale formula, w e' l 'umidita' specifica dell 'aria in kg di H2O / kg di aria secca; cps e' il calore specifico del vapore, che puo' essere assunto pari a 1.926 kJ/kg. La perdita per carbonio incombusto legata alla presenza di carbonio nel residuo di combustione, ed pari al prodotto tra percentuale in massa di carbonio nel residuo per unit di peso di combustibile e potere calorifico del carbonio:

L4r = Cr HC = 32778 Cr [kJ/kg]

La perdita per combustione incompleta legata alla formazione, nei prodotti di combustione di CO in luogo di CO2; la percentuale in massa di CO formata per kg di combustibile data da:

CO % [kg/kgc] = %CO/(%CO + %CO2) (28.01/12.01) Cb (18)

dove %CO e %CO2 sono le percentuali volumetriche delle due specie nei prodotti secchi di combustione (rilevabili con semplici


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apparecchiature, quali l 'analizzatore di Orsat); 28.01 e 12.01 sono i pesi molecolari di CO e di C; Cb la percentuale in massa del carbonio contenuto per kg di combustibile che partecipa alla reazione di combustione (Cb = 1- Cr). La perdita perci :

L5r = [%CO / (%CO + %CO2)] (28.01/12.01) Cb HCO = @ 23630 Cb [%CO / (%CO + %CO2)] [kJ/kg]

La perdita radiativa non pu essere calcolata direttamente; essa comprende anche piccole perdite secondarie, e pu essere valutata tramite appositi diagrammi, che tengono conto della potenzialit della caldaia, del fattore di carico (potenza reale / potenza massima), e della struttura della camera di combustione (completamente pannellata con tubi d'acqua; parzialmente pannellata; raffreddata ad aria).

Senz'altro, le perdite pi rilevanti nei generatori di vapore sono due: la perdita per calore sensibile allo scarico e quella per incombusti. Le due perdite sono influenzate in maniera opposta dall 'eccesso d'aria, sicch in genere la condizione di esercizio migliore si raggiunge con un compromesso: nella pratica, la presenza di CO nei gas combusti deve essere evitata - regolandol 'eccesso d'aria - in quanto essa (anche in percentuale minima) penalizza fortemente il rendimento.

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