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Complementi di centrali termoelettriche, nucleari e regolazione - Centrali termoelettriche Appunti scolastici Premium

Appunti di Complementi di centrali termoelettriche, nucleari e regolazione. Corso del primo anno della laurea magistrale in ingegneria energetica e nucleare. Il presente appunto fa parte del set diviso in tre parti e tratta dei seguenti argomenti: camera di combustione con bruciatori orizzontali, tabella 6 Camera di combustione con bruciatori verticali, tabella 7 Alcune scelte di leghe per wet scrubber... Vedi di più

Esame di Complementi di centrali termoelettriche, nucleari e regolazione docente Prof. M. De Salve

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ESTRATTO DOCUMENTO

18 introduzione

1.6 processi di combustione

Combustione isocora

1.6.1

Il processo di combustione a volume costante è una reazione chimica con tem-

peratura iniziale e finale pari a T (ciò è possibile riferendosi ad un sistema che

evolva a volume costante e non sia adiabatico verso l’esterno). Il processo è iso-

termo e applicando il primo principio al sistema tra lo stato iniziale (1=reagenti)

e lo stato finale (2=prodotti) a parità di V e T si ha:

−→ (1.67)

Q − W = U (T ) − U (T ) Q = U (T ) − U (T ) = ∆U (T )

2 1 V 2 1 V

dove ovvero il lavoro meccanico durante la fase di combustione è

W = 0,

nullo. Poiché le reazioni di combustione hanno carattere esotermico, in quanto

il contenuto energetico (energia chimica) dei prodotti è inferiore a quella dei

reagenti, si definisce il potere calorifico a volume costante:

def (1.68)

H = −∆U (T )

V V

Combustione isobara

1.6.2

È una reazione chimica a pressione costante con temperatura iniziale e finale

pari a T (ciò è possibile riferendosi ad un sistema che evolva a pressione costante

e non sia adiabatico verso l’esterno). Applicando il primo principio al sistema

tra lo stato iniziale a parità di p e T si ha:

−→ −→

Q − W = U (T ) − U (T ) Q − p(V − V ) = U (T ) − U (T )

p

2 1 2 1 2 1 (1.69)

−→ Q = U (T ) + pV − [U (T ) + pV ] = ∆H (T )

p p

2 2 1 1

Si definisce il potere calorifico a pressione costante:

def (1.70)

H = −∆H (T )

p p

Si noti come le definizioni e mettano in luce che il potere calorifico

1.68 1.70

di un combustibile sia una proprietà termodinamica intrinseca di un composto,

essendo dipendente solo da funzioni di stato quali energia interna o entalpia.

Se (o per i reagenti è fissato arbitrariamente a (o ) ad una data tem-

U H) U H

0 0

peratura To, allora il valore di (o fissa la reazione tra

∆U (T ) ∆H (T )) U(T )

p

V 0 0

(o rispettivamente, per i prodotti e i reagenti. Si noti che la pendenza di

H(T )),

queste curve, essendo il calore specifico a volume costante (o pressione costan-

te), cresce al crescere della temperatura; inoltre anche l’ampiezza di (o

∆U (T )

V

al crescere della temperatura perché (o ) per i prodotti è

∆H (T ))decresce c c

p v p

0

maggiore di quello per i reagenti (per la presenza di gas triatomici nei prodotti:

).

H O, CO

2 2

Per maggiore precisione si osservi il grafico riportato in Figura 5.

1.6 processi di combustione 19

Figura Reazione chimica a volume costante (U-T) o a pressione costante (H-T) non

5: adiabatica verso l’esterno con pari T iniziale e finale

L’effetto dell’H2O vapore nei prodotti di combustione è riportato nel grafico

di Figura 6.

Figura Effetto dell’acqua in fase liquida o gassosa fra i prodotti di combustione, caso

6: U-T

Si osserva che a parità di T è necessario spendere una quantità maggiore di

energia interna affinché l’acqua diventi da vapore a liquida.

20 introduzione

Nel caso di combustibile nei reagenti, se esso è in forma di vapore il potere ca-

lorifico aumenta rispetto al caso in cui esso è in forma liquida, in quanto occorre

fornire una quantità di calore per far avvenire l’evaporazione.

Figura Effetto del combustibile liquido nei reagenti, caso U-T

7:

Influenza della pressione sul rateo di reazione

1.6.3

Siano la costante universale dei gas perfetti, temperatura assoluta della misce-

R T

la, il numero di moli totali per unità di volume. La pressione totale è espressa

z

come: (1.71a)

p = zRT (1.71b)

p = p + p

A B

Dalla prima delle due equazioni precedenti si ha mentre per de-

RT = p/z

finizione di mole per unità di volume si ha che . Da queste due

C = z

A A

considerazioni segue che:

C A (1.72a)

p = p

A z

C B (1.72b)

p

p =

B z

Introducendo il concetto di frazione molare, cioè la concentrazione molare di

una sostanza sul totale delle moli della miscela, si ha:

C A (1.73a)

X =

A z

C B (1.73b)

X =

B z 1.6 processi di combustione 21

Segue che:

pX A (1.74a)

C =

A RT

pX B (1.74b)

C =

B RT

È possibile scrivere le equazioni della forma nel seguente modo:

1.66

dC p ;

: A = kX

reazioni del primo ordine A

dt RT 2

dC p

: ;

A

− = kX X

reazioni del secondo ordine A B 2

dt (RT )

3

dC p ;

: A

− = kX X X

reazioni del terzo ordine A B C 3

dt (RT )

n n n

dC n 1 2 3

: , dove ;

A

− = kp X X X . . . n = n + n + . . .

reazioni di ordine n 1 2

A B C

dt

Costante del rateo di reazione

1.6.4

Il rateo di reazione dipende dalla probabilità di collisione o interazione tra le

specie chimiche che partecipano alla reazione. La teoria cinetica dei gas, per

due specie chimiche e rispettivamente con diametro molecolare e e

A B, d d

A B

masse molecolari e , il numero di collisioni che si verificano per unità

M M z

A B 0

di tempo e volume è dato da:

s 8πRT

2s (1.75)

z = n n d

0 A B M

AB

Il diametro medio effettivo e la massa ridotta sono rispettivamente

d M

s AB

calcolati come:

d + d

A B (1.76a)

d =

s 2

M M

A B (1.76b)

M =

AB M + M

A B

Si osserva che il numero delle collisioni aumenta con legge proporzionale alla

radice quadrata della temperatura assoluta; dipende dal prodotto delle densità

molecolari; dal quadrato del diametro medio effettivo; è inversamente propor-

zionale alla radice quadrata della massa ridotta.

Esempio di reazione bimolecolare

1.6.5

Si consideri un sistema termodinamico costituito dalle specie chimiche AB,C,

AC, B in cui sia dominante la reazione:

−→ (1.77)

AB + C AC + B

22 introduzione

La specie chimica C, qualora abbia una elevata energia cinetica collide con la

specie AB decomponendola e formando i prodotti AC e B. Si può anche arrivare

concettualmente alla presenza delle tre specie A, B, C (prodotti dissociati).

In una fase intermedia A, B e C formano dei complessi attivati. La differenza

tra la somma delle energie potenziali di AB e C rispetto alla somma delle energie

di dissociazione.

potenziali di AC e B definisce l’energia 5

Q

A+B+C

2 diss

complessi attivi

E 3

Q

potenziale end

1

Reagenti iniziali

Energia AB+C Q

Prodotti di reazione exg

4

A+B+C Energia cinetica particelle

−→

Figura Energie potenziali: reazione endotermica, reazione

AB + C AC + B.

8: 2-3 2-4

esotermica, decomposizione completa in A, B e C

1-5

Processi di decomposizione termica

1.6.6

I processi di decomposizione termica sono attivati secondo il seguente schema.

3

L’energia media molecole gassose vale .

E = RT

m 2 0

⇐⇒

Molecole normali CA Molecole attivate CA Prodotti

=⇒

Alle forze di repulsione tra le molecole corrisponde una barriera di energia E

f

che definisce l’energia di attivazione.

Probabilità di collisione tra due particelle

1.6.7

La probabilità di avere l’energia dei reagenti maggiore della energia di attivazio-

ne è espressa come:

E

f

E

f (1.78)

exp

k = z −

0 RT 1.6 processi di combustione 23

fattore sterico,

Nella realtà è corretto con un fattore correttivo detto indipen-

z 0

dente dalla temperatura. Si pone:

E E

f f

α exp exp (1.79)

k = BT − = c −

RT RT formula di Arrhenius

Il membro di destra dell’Equazione è detto e è detto

c

1.79

fattore pre-esponenziale. Come ordini di grandezza, si assume −1 < α < 2,

kcal/mole nella combustione di idrocarburi in aria.

E = 20 − 40

f Rateo di deattivazione

1.6.8

Il rateo di deattivazione dipende dal numero delle collisioni tra le molecole at-

tivate e le altre. Introducendo le concentrazioni del reagente A, concen-

C C

A M

trazione di tutte le altre molecole, concentrazione delle molecole attivate e i

C 0

A

ratei di reazione , e , in condizioni stazionarie:

k k k

1 2 3 (1.80)

k C C = k C C + k C

0 0

1 A M 2 M 3

A A

In presenza di molecole attivate, il rateo di formazione dei prodotti procede

come segue:

dC k k C C k C C

P 1 3 A M 1 A M (1.81)

= k C = =

0

3 A

dt k + k C 1 + (k /k )C

3 2 M 2 3 M

Per procede come una reazione bimolecolare; se

(k1/k3)C 1 (k1/k3)C

M M

9

procede come una reazione monomolecolare. Frequenza di collisione s

1 10 1,

13

frequenza delle molecole attivate s

10 1.

Costante di equilibrio

1.6.9

Nel caso di reazione bimolecolare, indicando con il calore sprigionato dalla

Q

reazione, è possibile definire una costante di equilibrio a partire dai ratei di

reazione. Sia:

⇐⇒ (1.82)

A + B M + N + Q

la reazione bimolecolare considerata. Allora:

dC A (1.83)

− = k C C − k C C = 0

f A B b M N

dt

per cui:

C C k

A B b (1.84)

= = K e

C C k

M N f

Da considerazioni puramente termodinamiche segue la legge di Van’t Hoff

(1885):

d(log K ) Q

e (1.85)

=− 2

dT RT

24 introduzione

Combustione dell’idrogeno

1.6.10

L’idrogeno gassoso è altamente infiammabile e brucia in aria a concentrazioni dal

al (parti di idrogeno su parti d’aria) e in atmosfera di cloro dal al

4 75% 100 5 95%.

Le miscele di idrogeno detonano molto facilmente a seguito di semplici scintille

o, se in alta concentrazione di reagenti, anche solo per mezzo della luce solare

in quanto il gas reagisce violentemente e spontaneamente con qualsiasi sostanza

ossidante. La temperatura di autoignizione dell’idrogeno in aria (21% di ) è

O

2

di C circa. L’entalpia della combustione dell’idrogeno è –286 kJ/mol, e la

500

reazione elementare di combustione in aria è la seguente:

−→ kJ/mol (1.86)

2H + O 2H O + 572

2

2(g) 2(g) (l)

Se vi è presenza di molecole interagenti con idrogeno, si ha una reazione di

dissociazione del tipo:

⇐⇒ (1.87)

H + M H + H + M

2

Si riporta una sequenza di reazioni elementari che avvengono con l’idrogeno.

−→ (1.88a)

H + O OH + O

2 −→ (1.88b)

O + H OH + H

2 −→ (1.88c)

OH + H H O + H

2 2

Combustione del monossido di carbonio

1.6.11

La reazione di ossidazione è molto influenzata dalla presenza di vapore d’acqua

anche in tracce (10-20 ppm). L’effetto si riduce quando la concentrazione supera

il %. In queste condizioni la cinetica è influenzata solo dalla temperatura.

9-10 −→ (1.89a)

CO + OH CO + H

2

−→ (1.89b)

CO + O CO 2

−→ (1.89c)

CO + O CO + O

2 2

Le specie chimiche attive nella combustione sono almeno

CO − H − O 12

2 2

(H , O , CO, H O, CO , O , H, OH, O, H O , HO , HCO) e danno vita a più

2 2 2 2 3 2 2 2

di reazioni.

60 Combustione del metano

1.6.12

La combustione completa del metano, CH , produce anidride carbonica e acqua,

4

mentre in difetto di ossigeno possono avvenire numerose reazioni conducendo a

diversi prodotti, tra i quali, oltre al monossido di carbonio, anche metanolo. Vo-

lendo analizzare nel particolare la combustione del metano si ha che la reazione

stechiometrica di combustione è:

−→ (1.90)

CH + 2O CO + 2H O

4 2 2 2 1.6 processi di combustione 25

3

ciò vuol dire che per bruciare mole (o, in modo equivalente m )

1 0,022414

di metano servono moli di ossigeno. In uscita si avranno mole di anidride

2 1

carbonica e di acqua allo stato di vapore o, in alcuni casi, liquido (quest’ultimo

2

caso si ha se si utilizza il calore latente di vaporizzazione che condensa l’acqua,

come avviene nelle caldaie a condensazione). Nella combustione del metano,

lo stato di ossidazione del carbonio passa da -4 a +4, mentre per l’ossigeno

la variazione è da (ossigeno molecolare) a -2 (nell’acqua). Dato che spesso si

0

utilizza l’aria anziché l’ossigeno puro, bisogna tenere conto anche della presenza

dell’azoto. L’aria è teoricamente formata (in volume) da di ossigeno e da

21%

da azoto; ciò vuol dire che il rapporto ossigeno/azoto è di Pertanto

79% 1:3,76.

la reazione di combustione diventa:

−→ (1.91)

CH + 2O + 7, 52N CO + 2H O + 7, 52N

4 2 2 2 2 2

Nella pratica non si brucia mai secondo la reazione stechiometrica. Questo

perché rispettando le giuste quantità si rischia di avere incombusti; ecco perché

generalmente si cerca sempre di bruciare in eccesso d’aria (o di ossigeno). Dato

che stechiometricamente per volume di metano servono volumi di aria,

1 9,52

nella realtà si ha che il rapporto metano/aria è di circa 1:10.

Esistono diverse reazioni dominanti nel caso di combustione del metano. Si

suddividono in tre gruppi. coinvolgono direttamente il metano.

reazioni del primo gruppo:

• −→

CH + OH CH + H O

4 3 2

• −→

CH + H CH + H

4 3 2

• −→

CH + O CH + OH

4 3 formazione di formaldeide CH O.

reazioni del secondo gruppo: 2

• −→

CH + O CH O + H

3 2

• −→

CH O + M CO + H + M

2 2

• −→

CH O + OH CHO + H O

2 2

• −→

CH O + O CHO + HO

2 2

formazione del radicale idroperossido .

HO

reazioni del terzo gruppo: 2

• −→

CHO + O CO + HO

2 2

• −→

HO + OH(O) O + H O(OH)

2 2 2

• −→

HO + H 2OH

2

Ottimizzazione del processo di combustione

1.6.13

Il processo di combustione deve permettere di rilasciare tutta l’energia chimi-

ca di legame contenuta nel combustibile minimizzando le perdite di calore,

l’incompletezza della combustione e l’eccesso d’aria. le tre T:

Per ottemperare a ciò, si utilizzano tre fattori importanti, denominati

Temperatura: deve essere maggiore della temperatura di ignizione;

1. Turbolenza o mixing: realizza un intimo contatto tra e combustibile;

O

2. 2

Tempo di residenza del combustibile in CC: permette di minimizzare gli

3. incombusti.

26 introduzione

Aria richiesta dalla combustione

1.6.14

Si fa riferimento alla combustione dell’unità di massa del combustibile (1 kg)

nel caso di combustibili solidi e liquidi. Nel caso dei combustibili gassosi si fa

3

riferimento spesso ad m di combustibile riferito alle condizioni normali (1

1

3 ) oppure ad kg. Le reazioni di combustione elementari sono:

Nm 1 −→ ;

C + (O + 3, 76N ) CO + 3, 76N

1. 2 2 2 2

12 1

−→ · ;

H + (O + 3, 76N ) H O + 3, 76N

2. 2 2 2 2 2

2

−→ ;

S + (O + 3, 76N ) SO + 3, 76N

3. 2 2 2 2

−→ · .

CH + 2(O + 3, 76N ) CO + 2H O + 2 3, 76N

4. 4 2 2 2 2 2

massa

Indicando con C, H, S ed O le concentrazioni in rispettivamente di

carbonio, idrogeno, zolfo, ossigeno, la quantità At di aria teorica necessaria per

la combustione stechiometrica in kg di aria per kg di combustibile si calcola

come: · · · · (1.92)

A = 0.11484 C + 0.34204 H + 0.04302 S − 0.0431 O

t

1.7 combustibili gassosi

la concentrazione in massa di carbonio è di circa il quella di idrogeno è

74,87%, 3

pari a %. La densità in condizioni normali è di circa kg/Nm . Per

25,13 0,7158

una miscela di metano (CH ), etano (C H ), propano (C H ), azoto (N ), note

4 2 6 3 8 2

concentrazioni volumiche,

le il peso molecolare del gas Z è valutato come:

· · · ·

16, 042 CH + 30.068 C H + 44.094 C H + 28.016 N

4 2 6 3 8 2 (1.93)

Z = 100

Le percentuali in massa (%) di carbonio ed idrogeno sono valutate rispettiva-

mente come: 1

· · · (1.94a)

C = 12, 01 (CH + 2 C H + 3C H )

4 2 6 3 8 Z 1

· · · · (1.94b)

H = 2, 016 (2 CH + 3 C H + 4C H )

4 2 6 3 8 Z

Gas di combustione

1.7.1

Sia la massa di gas di combustione per kg di combustibile bruciato e siano

G

m

l’aria reale, l’aria teorica e l’indice d’aria. Si ha:

A A n

m t · (1.95)

G = 1 + A = 1 + n A

m m t

La densità in condizioni normali per i gas di combustione si valuta come:

nA + 1

t

· (1.96)

δ = 1, 293

0 ·

nA + 0, 071865 H

t 1.7 combustibili gassosi 27

◦ ◦

Per il calore specifico per l’aria a pressione costante (aria tra C e C), si

0 300

utilizza un polinomio di secondo grado: 2

t t

· · (1.97)

c = 1003, 8 + 53 + 308, 9

p,a 1000 1000

◦ ◦

con in C e in J/kg C.

t c p,a

Il calore specifico per i prodotti di combustione a pressione costante, per

◦ ◦

temperature comprese tra C e C e umidità inferiore al si ha:

0 1200 12%: 2

t t (1.98)

c = 972, 7 + 10, 76u + (332, 62 − 6, 5u) − (83, 93 − 7, 33u)

p,g 1000 1000

◦ ◦

con t in C e cg in J/kg C.

Le entalpie per l’aria e per i fumi seguono da un processo di integrazione dei

calori specifici. Lo zero è convenzionalmente assunto in t=0. Il campo di validità

◦ ◦

è di C per l’aria e C per i gas esausti. Si hanno rispettivamente le

0-300 0-1200

relazioni: 2 3

t t

t

· (1.99a)

h = 1003, 8 + 102, 97

+ 26, 5

a 1000 1000 1000 2

t t

h = (972, 7 + 10, 76u) + (166, 31 − 3, 25u) +

g 1000 1000 (1.99b)

3

t

− (27, 98 − 2, 443u) 1000 ◦ ◦

Per quanto riguarda le conduttanze, per l’aria tra C e C si ha una legge

0 300

lineare, mentre per i prodotti di combustione si utilizza un polinomio di secondo

grado. Per questi ultimi l’effetto dell’umidità è modesto sino a C. I risultati

800

sono in W/m/K. t

· (1.100a)

λ = 0, 0233 + 0, 0658

a 1000

" #

2

t t

−3 · · · (1.100b)

λ = 21, 27 + 72, 53 − 11, 13

10

g 1000 1000

Per quanto riguarda la viscosità dinamica, anche questa è espressa con leg-

gi polinomiali. Sempre con l’ipotesi per i gas di combustione che l’umidità sia

trascurabile si ha, in kg/m/s:

" #

2

t t

−6 · · · (1.101a)

µ = 17, 06 + 47, 45 − 18, 68

10

a 1000 1000

" #

2

t t

−6 · ·

· (1.101b)

15, 63 + 43, 67 − 11, 1

µ = 10

g 1000 1000

28 introduzione

Considerando la concentrazione in peso dell’idrogeno presente nel combusti-

bile, l’umidità percentuale in massa u dei prodotti di combustione è, in percen-

tuale: 8, 936H (1.102)

u = 1 + nA t 2

B R U C I AT O R I

bruciatore

Si definisce un’apparecchiatura che permette di realizzare la trasfor-

mazione dell’energia chimica contenuta nel combustibile in energia termica at-

traverso un processo di combustione all’interno di un volume di controllo. La

funzione svolta, più propriamente, è di preparare combustibile e comburente

per la combustione. Più correttamente si dovrebbe parlare di combustore.

2.1 classificazione dei bruciatori

I bruciatori vengono classificati in base alla funzione o all’utilizzo. In particolari

si hanno bruciatori:

per combustibili gassosi;

1. per turbine a gas (combustori);

2. per combustibili liquidi (bruciatori per oli combustibili) in generatori di

3. vapore;

per polverino di carbone in generatori di vapore;

4. sistemi di combustione per motori a combustione interna;

5. sistemi di combustione per combustibili solidi in pezzatura (combustione

6. su griglia).

Figura Bruciatore a gas con bassa ricircolazione di NO

9: x

alta efficienza di com-

In quanto a prestazioni ed obiettivi di progetto, si vuole

bustione basse perdite di carico

in tutte le previste condizioni operative, nelle ali-

stabilità della combustione

mentazioni del combustibile e del comburente, in un

ampio intervallo di variazione della pressione, temperatura, portata, rapporto

affidabilità

aria combustibile e infine del sistema di accensione. 29

30 bruciatori Figura Fuel staging nel bruciatore

10:

2.2 specifiche tecniche

Le specifiche tecniche cui un bruciatore deve soddisfare sono molteplici.

conformità delle emissioni dei gas esausti con la normativa;

a. minime dimensioni, peso, e costi;

b. semplice manutenzione e buona affidabilità;

c. lunga vita operativa;

d. possibilità di operare con più combustibili;

e. temperature all’uscita del combustore e proprietà dei gas congruenti con

f. specifiche di progetto (campi di temperatura, pressione, velocità, composi-

zione).

Nei bruciatori di piccola potenza tutti gli accessori necessari per assicurare una

corretta combustione e il controllo della stessa sono in genere raggruppati in una

unica struttura compatta. Nei bruciatori di grande potenza il bruciatore è meno

compatto e più complesso. Le potenze unitarie variano da pochi kW ad alcune

sistema per la combustione.

decine di MW. In alcuni casi è più corretto parlare di

2.3 scelta dei bruciatori

La scelta dei bruciatori è connessa essenzialmente all’intervallo di potenza termi-

ca che devono fornire (P , ) e alla pressione in camera di combustione

P

max

min

(contropressione). Il rapporto tra la potenza massima e quella minima è di cir-

ca mentre la contropressione è dell’ordine delle decine di millibar. In ambito

4,

industriale, un moderno bruciatore deve assicurare:

2.4 bruciatori industriali 31

un campo di regolazione più ampio possibile;

1. una stabilità di fiamma;

2. la possibilità del controllo della forma e delle dimensioni della fiamma in

3. relazione alla geometria della camera di combustione;

il volume della fiamma proporzionato alla camera di combustione;

4. sicurezza di esercizio e facilità di conduzione.

5.

Le geometrie della camera di combustione sono numerose e variano a seconda

della funzione che devono svolgere. Per bruciatori di carbone, ad esempio, si

hanno le seguenti configurazioni.

Figura Differenti configurazioni per bruciatori di carbone.

11:

2.4 bruciatori industriali a mono-

I bruciatori industriali più diffusi commercialmente sono quelli cosiddetti

blocco, ovvero bruciatori che hanno compattato nel loro corpo tutti i sottogruppi

(elettroventilatore, testa di combustione, quadro elettrico di comando, alla rampa

gas e/o centralina di preparazione del combustibile liquido).

Figura Tipica testa di bruciatore industriale compatto.

12:

La gamma dei bruciatori monoblocco industriali è costituita da modelli con po-

tenzialità compresa tra e kcal/h, equivalente a – MW.

2 000 000 9 120 000 2,4 10,6

32 bruciatori

I combustibili di riferimento sono gasolio, olio combustibile fluido, olio combu-

stibile denso, olio combustibile ecologico, combustibili gassosi, policombustibili

(misti).

Testa di combustione

2.4.1

La testa di combustione incorpora il gruppo di iniezione del combustibile, il

gruppo di regolazione del combustibile e dell’aria comburente, il sistema di ac-

censione ed il controllo fiamma. Le teste di combustione possono essere di tipo

tradizionale e a registro di fiamma. Le teste tradizionali permettono una fiamma

stretta e lunga, adatta ai focolari delle caldaie a tubi da fumo. Le teste a regi-

stro di fiamma sono particolarmente adatte alle caldaie a tubi d’acqua, essendo

dotate di convogliatori mobili che permettono di modificare la geometria del-

la fiamma, accorciandola in funzione delle caratteristiche del focolare nel quale

deve svilupparsi.

Centralina di spinta e gruppo di preriscaldo

2.4.2

Nei bruciatori funzionanti con combustibili liquidi, il gruppo di preparazione e

spinta è costituito dall’elettropompa di spinta ad alta pressione e da un sistema

di valvole per mantenere costante la pressione in circuito. Quando si necessita

da un gruppo di preriscaldo, si hanno degli scambiatori elettrici e/o a fluidi

ausiliari opportunamente dimensionati atti a garantire la fluidità necessaria per

una polverizzazione ed una combustione ottimale.

Figura Contropressione nella camera di combustione.

13: 2.4 bruciatori industriali 33

Figura Minima pressione del gas in rete.

14:

Campo di regolazione

2.4.3

È definito dal rapporto tra la massima e la minima portata di combustibile brucia-

bile correttamente. Si tratta di una grandezza che dipende dal tipo di bruciatore,

dal tipo di combustibile, dal tipo di miscelamento,dalle sezioni di passaggio per

il combustibile ed aria, e dalle velocità del combustibile e dell’aria.

Il limite massimo dipende, in relazione alle dimensioni dei fori di uscita (ugel-

li), dalla pressione di alimentazione del gas (per i combustibili gassosi), o dalla

pressione di spinta (per i combustibili liquidi). Il limite minimo dipende dalla

velocità della miscela aria-combustibile che non deve essere inferiore a quella di

ritorno di fiamma e della pressione minima mediante cui è possibile ottenere

una polverizzazione corretta del combustibile liquido.

Nei limiti del campo di regolazione, la regolazione del bruciatore può essere

del tipo:

modulante. Si regola la portata dell’aria e del combustibile. È sempre pre-

a. sente la fiamma e le portate sono variate da un valore minimo ad uno

massimo mantenendo il rapporto aria-combustibile in modo ottimale;

tutto-niente, o attacca-stacca. Si accendono-spengono un certo numero di

b. bruciatori in relazione alla potenza da realizzare. Il funzionamento è di

tipo sequenziale.

alto-basso, o tutto-poco. Si regolano i bruciatori da una potenza massima a

c. una potenza minima.

Nel campo di regolazione interessa spesso il “burner turndown”. È definito

dal rapporto tra la portata di combustibile a pieno carico e la portata di combu-

stibile al carico minimo parziale che assicura la stabilità della fiamma. Nei bru-

ciatori per gas si hanno rapporti di nei bruciatori per combustibili liquidi si

10:1,

hanno rapporti dell’ordine di 5:1.

34 bruciatori

Stabilità della fiamma

2.4.4

Consiste nella capacità di un bruciatore di assicurare la fiamma accesa nel cam-

po di regolazione previsto anche in condizioni anomale (focolare freddo, pres-

sioni dell’aria e del combustibile diverse da quelle ottimali). Gli elementi che

favoriscono la stabilità della fiamma sono:

preriscaldo dell’aria comburente;

1. ricircolazione interna ed esterna dei gas della fiamma con preriscaldamen-

2. to della miscela aria-combustibile;

turbolenza della miscela combustibile-comburente.

3.

Per quanto riguarda il controllo della forma e delle dimensioni della fiamma,

esso dipende dalla potenza del bruciatore e delle sue condizioni operative. Una

elevata velocità dei fluidi e una forte turbolenza danno luogo a una fiamma

corta ed intensa; una bassa velocità ed una scarsa miscelazione generano fiamme

lunghe e soffici. Un aumento dell’eccesso d’aria schiaccia ed accorcia la fiamma,

mentre una diminuzione dell’eccesso d’aria produce una fiamma larga e lunga.

Il volume e la forma della fiamma devono essere tali da non interagire in modo

diretto con le pareti della camera di combustione. Per ogni bruciatore la portata

massima di combustibile deve essere scelta in base alla portata massima di aria

consentita dai ventilatori di spinta.

Figura Potenze in kW di diversi bruciatori industriali a gas.

15:

Figura Potenze in kW di diversi bruciatori industriali a gasolio.

16: 2.4 bruciatori industriali 35

Figura Potenze in kW di diversi bruciatori bicombustibile.

17:

Dati tecnici

2.4.5

Si riportano di seguito i dati tecnici di un bruciatore-tipo. I numeri sono indica-

tivi. kcal/h ovvero kW;

potenzialità minima: 800 000 930

kcal/h ovvero kW;

potenzialità massima: 4 500 000 5.200

bistadio progressivo;

funzionamento: 3

gas naturale: PCI kWh/Nm , gasolio: viscosità massima a

combustibili: 8-10

◦ ◦ ◦

C: cSt (1,5 E), olio combustibile: viscosità massima a C:

20 6 50 50-100-

cSt; autoverifica per il funzionamento continuo con bloc-

sorveglianza fiamma:

co alimentazione allo spegnimento.

Figura Ingombro di un bruciatore

18:

36 bruciatori

2.5 bruciatori per combustibili liquidi

Si bruciano degli oli combustibili. Talvolta si utilizza il gasolio. Quest’ultimo è un

combustibile pregiato per il basso contenuto di zolfo e per la scarsa tendenza a

benzinoni,

formare incombusti solidi. Nelle centrali termoelettriche si utilizzano i

distillati leggeri di petrolio (DPL) non utilizzabili nell’autotrazione. Si ricorda

che gli oli combustibili si distinguono in:

oli leggeri (distillano a circa C);

a. 190

oli medi (distillano a circa C);

b. 300 ◦

oli pesanti (distillano oltre i C).

c. 300

Figura Ugello o nozzle.

19:

2.6 bruciatori per polverino di carbone

Figura Bruciatore convenzionale a celle per polverino di carbone.

20: 2.6 bruciatori per polverino di carbone 37

Figura Bruciatore a bassa produzione di NO .

21: x

Figura Bruciatore convenzionale (a sx) e a bassa produzione di NO (a dx).

22: x

38 bruciatori

Figura Camera di combustione di una centrale a polverino di carbone

23:

Si noti che OFA è acronimo di Over Fired Air system.

Parte II

CALCOLO DELLA CAMERA DI COMBUSTIONE 3

STIMA DELLE DIMENSIONI DELLA CAMERA DI

COMBUSTIONE

Lo studio della camera di combustione richiede l’analisi del campo di tempe-

ratura, dei flussi termici trasmessi alle pareti, della velocità e composizione dei

prodotti di combustione presenti in camera. La camera di combustione è definita

dal volume all’interno del quale si completano le reazioni chimiche esotermiche

di combustione. Convenzionalmente è assunta sino al naso.

Il meccanismo di scambio termico prevalente è quello di tipo radiativo, la cui

modellistica è molto complessa. Frequente è il ricorso a metodologie semiempi-

riche. Importante è la stima della temperatura dei gas combusti all’uscita della

camera di combustione e la distribuzione dei flussi termici sulle pareti per defi-

nite condizioni di funzionamento dei bruciatori (portate di aria e combustibile,

caratteristiche del combustibile, orientamento dei bruciatori e loro numero ecc.).

3.1 potenza termica e carichi termici

La potenza termica al focolare è un input di progetto che dipende dalla potenza

elettrica e/o termica da produrre e dal rendimento dell’impianto. È il prodotto

della portata del combustibile per il potere calorifico inferiore. Indicando con

la portata in massa del combustile in kg/s, il potere calorifico inferiore

ṁ H

c i 3

del combustibile, il carico termico volumico in kW/m , il volume della

C V

V 3

camera di combustione in m , il potere calorifico superiore del combustibile

H

s

carico termico volumetrico

in kJ/kg, si esprime il come:

ṁ H

c i (3.1)

C =

V V

Esso dipende dalla potenza termica del generatore di vapore, dal tipo di bru-

ciatori, numero e loro orientamento, dal tipo di combustibile, dalla geometria

delle fiamma (lunghezza e diametro equivalente), dalla temperatura dell’aria

comburente e dalla presenza o meno di schermi termici sulle pareti. Per le gran-

3

di unità kW/m , per le piccole unità arriva sino a

C = 170 − 400 C 850

V V

3

kW/m . Per quanto riguarda il polverino di carbone, è consigliabile adottare la

formulazione di Rosin:

393 (3.2)

C =

V z

dove z è il tempo di combustione del granulo più grosso di carbone e vale

3

circa secondi. assume valori compresi fra e kW/m .

C

1-3 170 230

v

Se si fa riferimento alla superficie interna della camera di combustione, si

2

carico termico superficiale

definisce il in kW/m la quantità:

C S

ṁ H

c i (3.3)

C =

S S 41

42 stima delle dimensioni della camera di combustione

Si tratta di una grandezza diversa dal flusso termico scambiato tra fumi e le

pareti. Con riferimento alla sezione della camera di combustione alcuni valori di

2

riferimento sulla densità di potenza superficiale sono kW/m .

2900- 9300

Normalmente la sezione è rettangolare e i bruciatori sono installati:

sulla parete frontale;

a. sulla parete frontale e posteriore;

b. sugli spigoli (bruciatori tangenziali).

c.

Per le unità di piccola potenza e per camere di combustione pressurizzate sono

state sperimentate camere circolari o esagonali.

3.2 installazione dei bruciatori

Il numero dei bruciatori dipende dalla potenza del focolare e dalla potenza uni-

taria del singolo bruciatore. Quelli frontali e quelli contrapposti sono installati

su diverse file e con un definito passo e deve essere evitato il dardeggiamento

delle pareti tubiere da parte della fiamma. Per una corretta combustione le fiam-

me non devono interferire tra di loro e quindi ad ogni bruciatore è associato un

volume di fiamma.

Camera di combustione con bruciatori orizzontali

3.2.1

Si riportano le dimensioni caratteristiche e gli ordini di grandezza per il carico

termico volumetrico e il carico termico superficiale.

A B C Bruciatori

ṁ C C

vap V S

3 3

t/h m m m n x t/h kW/m kW/m

x

1000 18 11,4 10 15 5 423 871

x

2000 28 14,0 12 20 7,5 359 947

x

3000 36 15,2 14 25 9 341 1033

Tabella Camera di combustione con bruciatori orizzontali

5:

Figura Camera di combustione con bruciatori orizzontali

24: 3.2 installazione dei bruciatori 43

Camera di combustione con bruciatori verticali

3.2.2

Si riportano le dimensioni caratteristiche e gli ordini di grandezza per il carico

termico volumetrico e il carico termico superficiale.

A B C Bruciatori

ṁ C C

vap V S

3 3

t/h m m m n x t/h kW/m kW/m

x

1000 18 14 8,0 10 7,5 431 857

x

2000 28 21 8,7 12 12,5 340 857

x

3000 36 28 9,1 16 16 285 825

Tabella Camera di combustione con bruciatori verticali

6:

Figura Camera di combustione con bruciatori verticali

25:

Distanza tra i bruciatori

3.2.3

La distanza tra i bruciatori dipende dalla potenza associata al singolo bruciatore.

Esprimendo la potenza del singolo bruciatore in MW (massimo sino a MW)

40-50

la distanza in mm è espressa come:

· , per bruciatori a olio combustibile (3.4a)

∆ = 400 + 54 q b

· , per bruciatori a gas (3.4b)

∆ = 550 + 54 q b

Carichi termici

3.2.4

Per potenze maggiori di MWe i carichi termici volumici e superficiali si

1000 3 2

possono assumere pari ai valori asintotici di kW/m e kW/m .

C = 60 C = 465

v S

Tra e MWe si estrapola il diagramma in Figura

600 1000 26.

44 stima delle dimensioni della camera di combustione

Figura Carichi termici

26:

Lunghezza della fiamma e diametro

3.2.5

Si tratta di due grandezze che identificano la regione in cui si manifesta il proces-

so di combustione. Dipendono dal modello costruttivo del bruciatore: geometria

e portate del combustibile e comburente. Spesso si tratta di studiare, dal pun-

to di vista fluidodimamico dei getti liberi Si hanno delle correlazioni empiriche

tra lunghezza della fiamma e potenza. Il funzionamento del bruciatore dipende

anche dalla contropressione nella camera di combustione.

Calore introdotto in camera di combustione

3.2.6

Per ogni kg di combustibile con potere calorifico inferiore , considerando la

H

i

quantità di aria effettiva utilizzata per la combustione di un kg di combusti-

A

bile e che combustibile e comburente siano introdotti alla temperatura e che

t 0

abbiano i calori specifici medi e , si ha:

c c

c a

0 (3.5)

H = H + c (t − t ) + Ac (t − t )

c c a a

i 0 0

i

il calore introdotto in camera di combustione per unità di massa dei fumi è:

H

i (3.6)

h =

g G

Considerando la portata dei fumi riferita all’unità di portata di combustibile

ed in condizioni adiabatiche si ha:

G 0 (3.7)

H = Gc (T − T )

g ad 0

i 3.2 installazione dei bruciatori 45

Si può dunque definite la temperatura adiabatica di fiamma come:

T ad

h g (3.8)

T = T +

ad 0 c g

e la temperatura dorica di combustione :

T tc

h g , per (3.9)

T = T = 0

tc 0

c g

Scambio termico per irraggiamento fiamme-parete

3.2.7

Si ipotizza che lo scambio termico tra i fumi alla temperatura e la parete alla

T f

temperatura sia solo radiativo e tra corpi neri. Si pone:

T p 4 4 (3.10)

Q = σS(T − T )

r p

f −8

× 2 4

dove è la costante di Stephan-Boltzmann ed è pari a W/m /K

σ 5.77 10

2

e è la superficie della parete irraggiante o irraggiata in m .

S

Nel caso di combustione su griglia si considera la superficie irraggiata degli

schermi o dei fasci tubieri che vedono la fiamma , temperature assolute.

T T p

f

#

" 4 4

T

T p

f

· (3.11)

Q = 4, 65 S

r 100 100

Figura Combustione su griglia

27:

46 stima delle dimensioni della camera di combustione

Stima della superficie di prima approssimazione

3.2.8

In condizioni stazionarie si ha:

0 (3.12)

ṁ Gc (T − T ) = ṁ H − ζQ

c g c r

f 0 i

fissati , , e segue è un fattore moltiplicativo che tiene

T T T c S. ζ = 1.01 − 1.1

p g

f 0

conto del contributo convettivo. La verifica finalizzata al calcolo della tempera-

tura dei fumi in uscita è estremamente complessa. Per calcolare si considera

T u

innanzitutto che: " #

4 4

T

T p

u

· (3.13)

Q = 5, 77 εS −

r 100 100

e che: " #

4 4

T

εS T p

u

· (3.14)

5, 77 − = h − c (T − T )

g g u 0

ṁ G 100 100

c

da cui si ricava . Per quanto riguardano i valori di essi dipendono dal tipo

T ε,

u

di combustibile (olio combustibile: carbone polverizzato: gas d’alto

0,95, 0,75,

forno: L’influenza dell’umidità dei fumi non è trascurabile su .

T

0,4). u

In maniera più accurata, la temperatura in uscita dalla camera di combustione,

si può stimare con uno dei seguenti metodi:

Orrok – Hudson;

1. Konakow;

2. metodo o formula di Annaratone.

3.

Essi verranno analizzati nel capitolo successivo. 4

M E T O D I D I C A L C O L O D E L L A T E M P E R AT U R A I N U S C I TA

DALLA CAMERA DI COMBUSTIONE

4.1 metodo di orrok-hudson

La camera di combustione è studiata considerando la quantità di calore introdot-

to in camera di combustione nell’unità di tempo (potenza termica del focolare,

) e la quantità di gas generati nell’unità di tempo sempre in camera di com-

ṁ H

c i

bustione ( Il rapporto tra queste due grandezze definisce

ṁ G = ṁ (1 + NA )).

c c t

il contenuto termico dei gas di combustione nella camera .

h g

Si introduce il rapporto tra la massa dei gas generati dalla combustione e il

B

calore introdotto nell’unità di tempo, ovvero l’inverso del contenuto termico dei

gas di combustione:

ṁ G 1

c (4.1)

B = =

ṁ H h

c g

i

e ricordando la definizione di carico termico superficiale:

ṁ H

c i (4.2)

C =

S S

si definisce la percentuale di calore trasmesso in camera di combustione alle

pareti m rispetto al calore introdotto come:

100

√ (4.3)

m = 1 + CB C S

dove è un coefficiente empirico. Introducendo l’entalpia in uscita dei gas

C

dalla camera di combustione e l’entalpia in ingresso dei gas prima della

h u

combustione , e ponendo il bilancio entalpico tra l’ingresso e l’uscita della

h 0

camera di combustione nella forma:

m

0 (4.4)

ṁ H

ṁ G(h − h ) = 1 −

c u c

0 i

100

si ha: √

! C

1 C S

√ √ (4.5)

h − h = h 1 − =

u g

0 C C

1 + C 1 + C

S S

h h

g g

Si ricava l’entalpia di uscita:

1 (4.6)

h = h +

u 0 1 1

+ √

h C C

g S 47

48 metodi di calcolo della temperatura in uscita dalla camera di combustione

Definito il valore di di origine empirica, si valuta facilmente per una de-

C, h u

finita camera di combustione caratterizzata da e . Da segue la tempera-

h C h

g u

S 1/2 1/2

tura di uscita . Il valore medio di secondo Orrok, è di circa kJ s m

t C, 155,3

u

−1 2

kg . Si può modificare l’Equazione in modo da utilizzare in kW/m e

C

4.6 S

le entalpie in kJ/kg. 1000 (4.7)

h = h +

u 0 6,439

1000 + √

h C

g S

Effetto del contenuto delle materie volatili

4.1.1

Per tener conto dell’effetto del contenuto delle materiale volatili e delle ceneri

fuse sul calore trasmesso in camera di combustione si modifica la relazione che

definisce come:

m 100 √ (4.8)

m = f k

1 + f CB C

v S

ovvero introducendo i due coefficienti ed . In questo modo è possibile

f f v

k

tenere conto dell’effetto del contenuto di materie volatili (f ) e delle ceneri fuse

k

(f ).

v è pari ad per un contenuto di materie volatili VM maggiore del e

f 1 20%,

k

varia con la relazione:

· per VM (4.9)

f = 1.34–0.017 VM, < 20%

k

varia da circa ed aumenta al crescere della frazione di superficie

f 1 2,5

v

coperta da ceneri fuse.

Per l’entalpia in uscita si ha:

6,439(1−f )h g

k

1000 + √

f C

v S (4.10)

h = h +

u 0 6,439

1000 + √

h f C

g v S

Osservando che: (4.11)

h − h = c (T − T )

u g u

0 0 ◦ ◦

ed adottando i valori di riferimento kJ/kg C e C, la

c = 1, 164 t = 20

g 0

temperatura in uscita risulta:

1000 (4.12)

T = 20 +

u 7,495 1164

+

√ h

C g

S

In conclusione, la temperatura in uscita è funzione di due sole grandezze

caratteristiche:

il carico termico superficiale, ;

C

1. S

il calore introdotto per unità di massa dei gas di combustione .

h

2. g

4.1 metodo di orrok-hudson 49

2

In genere è compreso tra e kW/m ; è compreso tra e

C h

70 500 1500 2700

g

S

kJ/kg.

In Figura si riporta l’andamento della temperatura di uscita in funzione

t

28 u

di per alcuni valori di in accordo al metodo di Orrok-Hudson.

C h g

S

Figura Temperatura in uscita dei gas di combustione secondo Orrok-Hudson

28:

50 metodi di calcolo della temperatura in uscita dalla camera di combustione

4.2 metodo di konakow

Per ogni kg di combustibile bruciato con potere calorifico Hi con l’aria effettiva

A, il calore introdotto in camera di combustione si esprime come:

0 (4.13)

H = H + c (t − t ) + Ac (t − t ) = Gc (t − t )

c c a a g

i 0 0 ad 0

i

Il metodo di Konakow è un metodo ottimistico circa le capacità di scambio

termico in camera di combustione. Stima delle temperature in uscita dalla ca-

mera di combustione più basse rispetto al metodo di Orrok-Hudson. Considera

la temperatura adiabatica di fiamma valutata trascurando le dissociazioni

T ad

termiche e un fattore di scala definito (Gumz):

K o

4

C S (4.14)

K = 239

o (T /100)

ad

Secondo Konakow si ha:

4

T T

u u (4.15)

− K 1 − = 0

o

T T

ad ad

con le temperature espresse in K. Per valutare la superficie della camera

S

di combustione si fissa ovvero (temperatura assoluta), si calcola la tem-

t T

u u

peratura adiabatica di fiamma, si determina ; è la portata in massa di

K ṁ

o c

combustibile. Dal valore di questo segue e noto segue

C C S.

S S

Effetto del contenuto delle materie volatili

4.2.1

Si può tener conto dei contributi associati alle ceneri fuse che ricoprono le pareti

con il coefficiente . Questo fattore equivale a ridurre la superficie utile ovvero

f v

di far riferimento ad un carico termico superficiale:

0 0

2v (4.16)

q q

= f

i i

Si modifica l’espressione di con:

K o

2v

f C S (4.17)

K = 239

o 4

(T /100)

ad

Per quanto riguarda il contributo dei prodotti volatili si considera il coefficien-

te . Secondo Noetzlin, si ha:

f k 0

T T u

u (4.18)

1 − = f 1 −

k

T T

ad ad

0

dove è la temperatura assoluta effettiva che tiene conto dell’effetto dei

T u

prodotti volatili. è espresso (Noetzlin) come:

f k · (4.19)

f = 1, 23 − 0, 012 VM

k 4.2 metodo di konakow 51

valida per V<20%. Per contenuti maggiori si pone f = 1.

k

Si osserva che ponendo:

C S 4 (4.20)

K = 239 (T /T )

o 0 ad

4

(T /100)

0

è possibile ottenere una equazione algebrica del quarto grado nella variabile

:

T /T

u 0 4 4

C T T

T u

u S 0 (4.21)

− 239 1 −

4

T (T /100) T T

0 0 0 ad

Si osserva che: h

T − T T g

ad 0 ad (4.22)

= − 1 =

T T c T

g

0 0 0

e segue che:

4 4

C T

T u

u S (4.23)

− 239 = 0

1 −

4

T (T /100) T + h /c

g g

0 0 0

da cui: 4 4

T

T u

u (4.24)

+ 239C = 0

− 1

S

T T + h /c

g g

0 0

Figura Temperatura in uscita dei gas di combustione secondo Konakow

29:

52 metodi di calcolo della temperatura in uscita dalla camera di combustione

4.3 metodo di annaratone

Si tratta di una riformulazione del modello di Orrok-Hudson. Il parametro è

C

stato correlato al contenuto termico dei gas di combustione con la relazione:

h g

461, 9 (4.25)

C = 0,15

h g

L’entalpia in uscita risulta:

1000 (4.26)

h = h +

u 0 0,15

h

1000 g

+ 2, 165 √

h C

g S ◦

Per quanto riguarda la temperatura in uscita, assunto kJ/kg/ C:

c = 1, 164

g

1000 (4.27)

t = 20 +

u 0,15

h

1164 g

+ 2, 52 √

h C

g S

Figura Temperatura in uscita dei gas di combustione secondo Annaratone

30: Parte III

S I S T E M I D I A B B AT T I M E N T O E A S S O R B I M E N T O 5

S I S T E M I D I A B B AT T I M E N T O D E G L I S O x

5.1 lo zolfo nel combustibile

La presenza di zolfo nel combustibile in concentrazioni maggiori dello 0.05%

comporta l’immissione nell’ambiente di ossidi di zolfo in quantità non trascu-

rabili ai fini dell’impatto ambientale. Lo zolfo è un combustibile non idoneo

per la produzione di energia. Alle alte temperature si combina con l’ossigeno, il

carbonio e l’idrogeno per formare:

Anidride solforosa SO (valenza +

a. 4)

2

Anidride solforica SO (valenza +

b. 6)

3

Ossido di zolfo SO (valenza +

c. 2)

Solfuro di carbonio CS

d. CH

e. COS

f. H S

g. 2

In modo prevalente e dominante si forma anidride solforosa SO . Marginale

2

è la formazione diretta di anidride solforica SO . In presenza di acqua in fase

3

liquida e vapore si hanno le reazioni:

−→ (5.1a)

S O + H O H S O

2 2

2 ( g ) ( l ) 3 ( a c q )

−→ (5.1b)

O + 2 H S O H S O

2 2

2 ( g ) 3 ( a c q ) 4 ( a c e )

−→ (5.1c)

2 S O + O S O

2 ( g ) 2 ( g ) 3 ( g )

−→ (5.1d)

S O + H O H S O

2 2

3 ( g ) ( L ) 4 ( a c q )

5.2 rimozione dei composti dello zolfo dalle correnti gassose

sistemi di abbattimento.

Il processo di rimozione è realizzato dai Occorre garantire

una elevata efficienza di rimozione: un’efficienza del significa che tutto lo

100%

zolfo presente nella corrente gassosa è rimosso dalla corrente di gas. Si utilizzano

dei processi fisico- chimici che richiedono appropriati sorbenti.

Si parla di processi di desolforazione dei gas esausti o post combustion flue

gas desulphurisation (FGD) processes. I più utilizzati sono:

• Lime/Limestone (calce/calcare )Wet Scrubbing (WS);

• Spray Dryer (Semi-dry) Absorption (SDA);

• Dry Sorbent Injection (DSI); 55

56 sistemi di abbattimento degli so x

• Walther process (WAP);

• Wellman-Lord (WK) process;

• Activated Carbon (AC) process;

• DESONOX process.

Classificazione dei processi di abbattimento

5.2.1

I processi di abbattimento sono distinti in rigenerativi (spesso si rigenerano sia

i sorbenti che gli scambi termici) e non rigenerativi. I primi sono distinti in

processi:

• a umido (Wet Processes)

• a secco (dry processes)

I secondi sono distinti in:

• a secco (dry)

• semisecco (semi dry)

• a umido (wet)

Figura Processi di abbattimento dello zolfo

31:

Alla classe dei processi rigenerativi ad umido appartengono i processi det-

Wellman-Lord DESONOX.

ti di e Alla classe dei processi rigenerativi a secco

carboni attivati.

appartiene il processo detto a

5.2 rimozione dei composti dello zolfo dalle correnti gassose 57

iniezione di

Alla classe di processi non rigenerativi appartengono i processi con

sorbente a secco (dry) assorbimento con spray (semidry).

e per Ai processi ad umido

appartengono:

• lo scrubbing con calcare (LimeStone);

• lo scrubbing con idrossido di sodio;

• lo scrubbing con ammoniaca;

• lo scrubbing con acqua ossigenata (perossido d’idrogeno);

• ad acqua di mare;

• con alcali duali ed altri.

Wet scrubbers

5.2.2

Per quanto riguarda i sistemi di abbattimento ad umido (wet scrubber), il pro-

cesso che utilizza calcare (CaCO ) per ottenenere solfato di calcio idrato è il più

3

usato. L’80 % di questi sistemi è utilizzato nelle centrali termoelettriche per la

produzione di energia elettrica. Si tratta di impianti ad elevata efficienza di rimo-

zione (> ed elevata affidabilità e disponibilità. Tra i sorbenti il più usato è

99%)

il carbonato di calcio (Limestone). Si possono utilizzare anche l’ossido di calcio

(calce) CaO, l’ossido di calcio e magnesio CaO e MgO, l’ammoniaca NH , il car-

3

bonato di sodio Na CO . I sottoprodotti sono il solfato di calcio, o una miscela

2 3

di solfato/ solfito di calcio in relazione alla modalità di ossidazione.

Figura Schema con torre di assorbimento

32:

Le torri di assorbimento sono strutture di grande diametro (d= m) e gran-

6-24

de altezza (h= m) e vengono alimentate dai fumi di scarico a temperature

46-50 ◦ ◦

comprese tra e C. Il gas è raffreddato dal processo a circa C e

121 177 52

successivamente riscaldato a C. Per aumentare la superficie di contatto gas-

150

liquido possono essere presenti dei piatti con cadute di pressione tra kPa.

0,2-0,7

La pressione relativa di esercizio è compresa tra e kPa; il pH nella zona

34 138

di ricircolo è tra e mentre nella zona di spray varia da a

5 6, 3,5 4.

Si riporta in Figura lo schema di riferimento per il modulo assorbitore.

33

58 sistemi di abbattimento degli so x

Figura Modulo di assorbimento del sistema di desolforizzazione

33:

I principali materiali utilizzati, essenzialmente leghe, sono riportati nella tabel-

la seguente.

Lega Numero UNS Cr Wt % Mo Wt % Ni Wt % N Wt % Conc. Cl ppm

S3I603

316L 16 2 10 0 10000

N08020

20 19 2 32 0 12000

S31703

317L 18 3 11 0 16000

N08825

825 19,8 2.5 38 0 15000

S31725

317LM 18 4 13,5 0 18000

S31726

317LMN 17 4 13,5 0,1 20000

N08904

904L 19 4,0 23 0 20000

S32205

2205 22 8 4,5 0,14 30000

S32550

255 24 2,9 4,5 0,1 45000

G N06007 21 5,5 36 0 50000

S31254

254-SMO 19,4 6 17,5 0,18 55000

AL-6XN N08367 20 6 23,5 0,18 55000

N06625

625 20 8 58 0 55000

C-22 N06022 20 12.5 50 0 100000

C-276 N10278 14,5 15 51 0 100000

Tabella Alcune scelte di leghe per wet scrubber FGD

7:

5.2 rimozione dei composti dello zolfo dalle correnti gassose 59

In Giappone si utilizza la tecnologia di abbattimento mediante sodio e magne-

sio (Sodium, Magnesium scrubbing) a partire dagli anni in piccoli impianti

1960

ad olio combustibile. Lo zolfo dopo la conversione in SO è convertito in solfito

2

di sodio ed è riutilizzato nell’industria della carta. Sempre in piccoli impianti si

può rimuovere lo zolfo con l’ausilio di idrossido di magnesio per ottenere solfato

di magnesio.

Rimozione della SO

5.2.2.1 2

La SO viene rimossa per il contatto diretto tra i fumi ed una sospensione acquo-

2

sa (slurry) di carbonato di calcio o altri sorbenti. Segue una fase di ossidazione

(con aria) che può essere forzata o naturale. I processi chimici sono controllati

dal pH dello slurry oltre che dalla concentrazione dei sottoprodotti.

Il carbonato di calcio è macinato finemente e miscelato con acqua per ottenere

uno slurry, detto Limestone, la cui composizione tipica è riportata in Tabella 8.

Composto Nome del composto Contenuto percentuale

CaCO3 Carbonato di calcio %

93-97

MgCO3 Carbonato di magnesio %

0.5-2

SiO2 Ossido di silicio -3

0.5

Fe2O3 Ossido ferrico 0.5-3

R2O3 Ossidi metallici 0.5-4

Inerti totali %

3-7

Tabella Composizione chimica del Limestone

8:

Per quanto concerne il consumo di energia nella preparazione dei reagenti

(macinazione) riportati nella tabella precedente, indicando con l’energia im-

W

pegnata per t di prodotto kWh/t, l’indice di Bond per la macinazione in

W

i

0.5

kWhcdotmicron /t, valore compreso tra e (tipicamente diame-

D

8 15 10-12), p

tro in micron del prodotto fine (> e diametro in micron del prodotto

D

80%) F

fine in alimentazione se maggiore dell’80%, si ha:

!

kW h

1 1

· (5.2)

W = 10 W −

i p t

D

D f

p

Si riporta lo schema concettuale a blocchi del processo WS in Figura e lo

34

schema per la preparazione dei reagenti (Limestone) in Figura 35.

Il wet scrubbing inizia dalla preparazione dei reagenti. Il Limestone asciutto è

contenuto all’interno di un cassetto di alimentazione, connesso a un nastro che

lo trasporta all’interno di un mulino (ball mill) per la macinazione. Nel mulino

si hanno delle sfere d’acciaio con diametro compreso tra i mm e mm. Il

25 100

contenitore del mulino è rotante. Dell’acqua di alimento raggiunge il mulino,

per agevolare il processo di macinazione. Successivamente, il composto viene

raccolto in una vasca di contenimento e diluito con dell’acqua, per poi essere

pompato in un idrociclone. Un idrociclone è un dispositivo che serve a separare

le particelle in sospensione liquida basato sul rapporto tra la loro forza centri-

peta e la resistenza del fluido. Questo rapporto è alto per particelle dense (per

60 sistemi di abbattimento degli so x

cui è necessaria la separazione per densità) e grosse (per cui è necessaria la se-

parazione per dimensione), e basso per particelle leggere e fini. L’idrociclone ha

normalmente una sezione cilindrica nella parte superiore dove il liquido viene

alimentato tangenzialmente, e una base conica. L’angolo, e quindi la lunghezza

della sezione conica, gioca un ruolo nel determinare le caratteristiche operative.

Una parte del Limestone prodotto ma non ancora utilizzabile viene inviato al

slurry)

mulino, mentre quello pronto (lo è raccolto in una vasca.

Successivamente i fumi contenti anidride solforosa vengono messi a contatto

con lo slurry. I fumi puliti vanno al camino mentre lo slurry utilizzato viene

disidratato (l’acqua recuperata viene rinviata al sistema di rimozione della SO )

2

e venduto oppure accumulato. Si tratta di solfato di calcio (gesso), o una miscela

di solfato/ solfito di calcio in relazione alla modalità di ossidazione.

Figura Schema a blocchi del processo WS

34:

Figura Schema per la preparazione dei reagenti (Limestone)

35:

5.2 rimozione dei composti dello zolfo dalle correnti gassose 61

Le reazioni di base coinvolgono la produzione di acido solforoso (H SO ) e di

2 3

1

solfito di calcio (CaSO ):

3

−→ (5.3a)

SO + H O H SO

2 2 2 3

−→ (5.3b)

CaCO + H SO CaSO + CO + H O

3 2 3 3 2 2

Si ha anche una reazione di ossidazione in cui si produce solfato di calcio

diidrato (gesso): 1 −→ · (5.4)

O + 2H O CaSO 2H O + CO

CaCO + SO + 2 2 4 2 2

3 2 2

Ossidazione forzata e ossidazione naturale

5.2.2.2 forzata

Per quanto concerne la reazione se si utilizza l’ossidazione l’aria è

5.4,

introdotta dal basso in una torre che reagisce con il solfito formando solfato

che cristallizza e viene successivamente separato; l’efficienza di ossidazione è

maggiore del Il pH è di

99%. 5-6.

Figura Schema d’impianto wet scrubber

36:

Il solfito di calcio trova impiego come additivo col codice E226. È comunemente usato come

1 conservante in vino, sidro, succhi di frutta e altri alimenti, ed è anche utilizzato per aumentare la

stabilità degli ortaggi in scatola. Oltre all’utilizzo come conservante, il solfito di calcio può essere

utilizzato come agente decolorante nella produzione dello zucchero.

62 sistemi di abbattimento degli so x

ossidazione naturale,

Con processi di si utilizza l’ossigeno contenuto nei fumi.

Non si inietta dell’aria. Si può utilizzare in impianti in cui la combustione è

stata realizzata con grandi eccessi d’aria. L’efficienza è inferiore al anche se

99%

maggiore del Dominano le reazioni:

95%.

1 1

−→ · (5.5a)

CaSO + H O CaSO H O

3 2 3 2

2 2

1 −→ · (5.5b)

O + 2H O CaSO 2H O

CaSO + 2 2 4 2

3 2

A pH più bassi (4,5-5,5), dal processo di assorbimento della SO il principale

2

prodotto di reazione è il bisolfito di calcio. Si hanno le reazioni:

−→ (5.6a)

CaCO + 2H SO Ca(HSO ) + CO + H O

3 2 3 3 2 2 2

1 −→ · (5.6b)

Ca(HSO ) + O + H O CaSO 2H O + SO

3 2 2 2 4 2 2

2

Tipologia Sottoprodotto Ø cristallo Uso Disidratazione Efficienza Area

Ossidazione Gesso Muratura Idrociclone >99% Europa

µm

90% 0-100

forzata acqua cemento Giappone

10%

Ossidazione Solfato/solfito di calcio Nessuno Addensante Stati Uniti

µm

1-5 95-99%

naturale acqua (discarica)

50-60%, 50-40%

Tabella Comparazione fra ossidazione forzata e naturale

9:

Schemi d’impianti per la rimozione dello zolfo

5.2.2.3 Figura Impianto sperimentale da laboratorio con pre-scrubber

37:

5.2 rimozione dei composti dello zolfo dalle correnti gassose 63

Figura Impianto sperimentale da laboratorio senza pre-scrubber

38:

Figura Impianto sperimentale da laboratorio con ossidazione in situ e pre-scrubber

39:

Figura Impianto sperimentale da laboratorio con ossidazione in situ senza

40: pre-scrubber

64 sistemi di abbattimento degli so x

Schema per il dewatering

5.2.2.4 Figura Impianto per il dewatering dello slurry

41:

Torri di assorbimento

5.2.2.5 Vi sono tre o quattro linee di spray che fungono da abbattitori

spray tower:

di gocce. Lo slurry è molto fine e sono importanti i tempi di residenza.

Figura Spray Tower

42:

5.2 rimozione dei composti dello zolfo dalle correnti gassose 65

Il design è compatto e l’efficienza è elevata.

packed tower: Figura Packed Tower

43:

Viene eliminata la necessità di pompare lo slurry.

jet bubbling reactor:

Figura Jet bubbling reactor

44:

Si hanno due regioni a differente pH, la zona di quen-

double loop tower:

cher (raffreddamento) e la zona di assorbimento.

Figura Double loop tower

45:

66 sistemi di abbattimento degli so x

Bilanci di massa

5.2.2.6

Si faccia riferimento allo schema riportato in Figura 46

Figura Schema d’impianto per i bilanci di massa di un WS

46:

Il bilancio di massa è riportato nella figura seguente.

5.2 rimozione dei composti dello zolfo dalle correnti gassose 67

Figura Bilanci di massa di un WS

47:

Problemi tecnologici

5.2.2.7

I sistemi WS presentano diversi problemi tecnologici di cui occorre tener conto

in fase di progettazione. Vi sono fenomeni sui materiali di confinamento, quali:

corrosione

1. erosione

2. abrasione

3.

Inoltre, un altro problema fondamentale dei sistemi WS è costituito dalla tempe-

◦ ◦

ratura del gas esausto: esso infatti si riduce a valori compresi tra C e C e

45 80

occorre aumentare la temperatura dei fumi per mandarli in camino (altrimenti

il vapore condenserebbe provocherebbe danni da corrosione al camino). Per far

ciò si utilizzano scambiatori di calore rigenerativi.

Costi di riferimento (Europa)

5.2.2.8

Si riporta una stima esemplificativa dei costi di riferimento per un generico

impianto WS. e/kW ;

investimento: 35-50 el e/MWh;

esercizio e manutenzione: 0.2-0.3

e/

: t-SO ;

costo rimozione so 750-1150

2 2

e/MWh.

costo elettricità: 3-6

Va osservato che i gli impianti di flue-gas desulphurization costruiti post

operam sono molto più costosi di quelli ante operam.

68 sistemi di abbattimento degli so x

Altri processi WS

5.2.3 Impianto WS ad acqua di mare

5.2.3.1

Il processo di base può essere visto in Figura Il gas di combustione dalla

48.

centrale lascia il collettore per la polvere, normalmente un filtro o un precipitato-

re elettrostatico. Il gas di combustione è quindi mandato all’assorbitore di SO ,

2

dove entra in contatto con una parte dell’acqua di mare, prelevata dal deflusso

dell’acqua di raffreddamento del condensatore della turbina a vapore. A causa

della presenza di bicarbonato e carbonati in acqua di mare, il biossido di zolfo

del gas di combustione è assorbito. L’assorbitore viene miscelato con acqua di

mare supplementare per garantire che il pH sia al livello ottimale per il processo

di ossidazione. L’aria introdotta costringe l’ossidazione dell’anidride solforosa

assorbita da bisolfito a bisolfato e rimuove la CO disciolta. L’acqua sarà quasi

2

satura di ossigeno e il pH viene ripristinato a neutro prima che l’acqua di mare

venga scaricata al mare stesso. Il processo ad acqua di mare non comporta alcu-

na importazione o esportazione dei reagenti o di sottoprodotti solidi. Si utilizza

solo acqua di mare che è già stato utilizzata nel processo di generazione di po-

tenza come acqua di raffreddamento del condensatore della turbina a vapore. Il

processo di lavaggio dell’acqua di mare utilizza l’acqua di raffreddamento dei

condensatori della centrale. Una parte dell’acqua di mare è pompata verso l’alto

dell’assorbitore, fluisce attraverso il contenitore, dove assorbe la SO . L’acqua

2

di mare acidificata si raccoglie nel pozzetto assorbitore e scorre per gravità ver-

so l’impianto di trattamento di acqua di mare (seawater treatment plant, SWTP).

L’assorbitore acidificato viene miscelato con il resto dell’acqua di raffreddamento

in una speciale unità di miscelazione nella sezione anteriore dello SWTP, prima

del successivo passo che è l’ossidazione. L’aria ambiente è in questa sezione sof-

fiata in acqua di mare da ventilatori industriali. La SO sarà poi convertita in

2

2−

solfato (SO ), l’acqua sarà quasi satura di ossigeno e il livello del pH viene

6

4

regolato normalmente, poiché questo è il più basso limite della linea della World

Bank, prima che l’acqua di mare venga scaricata in mare.

Figura Impianto WS ad acqua di mare

48:

5.2 rimozione dei composti dello zolfo dalle correnti gassose 69

Impianto WS ad ammoniaca

5.2.3.2

Il processo è stato operato in una centrale a carbone in Germania, con caldaia

a fondo bagnato da MW . Tale processo è funzionato in modo affidabile

191 el

grazie a miglioramenti successivi e grazie alla soluzione di problemi iniziali quali

la generazione di aerosol, cioè di particelle di sale di ammoniaca con un diametro

fino a micron. Il processo è stato scelto per soddisfare i criteri per limiti di

1 3

emissione inferiori a mg/Nm . Oltre a questo, la driving force per applicare

200

il processo ad ammoniaca è stata la necessità di avere un sottoprodotto vendibile,

con il requisito che non vi fosse acqua di scarico (le leggi locali non consentono

lo scarico delle acque di scarto in corsi d’acqua pubblici) o materiali di altro tipo

che richiedano lo smaltimento, nonché considerazioni di disponibilità di spazio

molto limitato e vincoli economici.

Figura Impianto WS ad ammoniaca

49:

Sistemi di abbattimento a secco

5.2.4

Tra i sistemi di abbattimento a secco si ricorda lo Spray Dry Scrubber. Sono siste-

mi utilizzati per impianti di piccola e media potenza che utilizzano combustibili

con basso o medio tenore di zolfo (<1,5%). Il sorbente di riferimento è la calce

spenta (Ca(OH) ) o l’ossido di calcio CaO.

2 −→ (5.7a)

Ca(OH) + SO CaSO + H O

2 2 3 2

1 1 1

−→ · (5.7b)

CaSO + O + H O CaSO H O

3 2 2 4 2

2 2 2 spray dry absorber

Il processo consiste principalmente nello (SDA); il controllo

del particolato, ad esempio con un filtro o un elettrofiltro, è molto importante

e anche il riciclaggio dei dispositivi di smaltimento dei prodotti di reazione.

Diversi processi spray dry scrubber sono attualmente operati commercialmente.

70 sistemi di abbattimento degli so x

Questi processi sono simili tra loro in termini di configurazione di processo,

componenti, e di assorbente usato, ma una differenza è il lime slurry dispersion

system, utilizzato nello spray dry absorber. Il sorbente per l’assorbimento della

SO è tipicamente calce o ossido di calcio. La calce viene miscelata con un eccesso

2 slurry di calce, latte di calce.

di acqua o è spenta per produrre che è anche chiamato

Lo slurry di calce è nebulizzato in una nube di goccioline fini nello spray dry

absorber dove SO viene rimosso anche dai fumi di combustione. L’acqua viene

2

fatta evaporare dal calore del gas di combustione, di solito con un sufficiente

tempo di residenza (circa secondi) per fare reagire i gas acidi di SO e di altri

10 2

come SO e HCl con calce idrata per formare solfito/solfato di calcio e cloruro di

3

calcio. Il trattamento delle acque reflue non è richiesto in questi processi perché

tutta l’acqua è completamente evaporata nello spray dry absorber.

5.3 coefficienti per i potenziali sistemi di abbattimento

Si riportano i principali coefficienti per i potenziali sistemi di abbattimento. I

coefficienti di ritenzione per lo zolfo sono riportati in Tabella Si osservi che

11.

DBB sta per Dry Bottom Boiler e WBB per Wet Bottom Boiler.

No. Sistema di abbattimento Efficienza, Disponibilità,

η β

[%] [%]

WS

1 90 99

SDA

2 90 99

DSI

3 45 98

LIFAC

4 70 98

WL

5 97 99

WAP

6 88 99

AC

7 95 99

DESONOX

8 95 99

Tabella Valori di riferimento per sistemi di rimozione SO

10: 2

Tipo di caldaia α

s

carbone hard carbone brown

DBB 0,05 0,3

WBB -

0,01

Tabella Coefficienti di ritenzione per lo zolfo

11:

5.4 performance generali delle tecniche fgd 71

5.4 performance generali delle tecniche fgd

Wet lime/limestone scrubber

5.4.1 Seawater scrubbing

5.4.2

72 sistemi di abbattimento degli so x

Spray dry scrubber

5.4.3 Different sorber injection

5.4.4 5.5 moderno sistema di rimozione dello zolfo ws 73

Tecniche rigenerative

5.4.5

5.5 moderno sistema di rimozione dello zolfo ws

Figura Moderno sistema di rimozione dello zolfo

50:

Il sistema di wet scrubber è costituito da tre grossi sottosistemi interconnessi

fra di loro. Si osserva il sottosistema costituito dall’absorber, che aspira i fumi

(dai quali vengono prima tolti le ceneri) e spruzza attraverso quattro file di ugel-

li lo slurry, che proviene dallo slurry storage tank, il quale, insieme al mulino

e al silos, costituisce il secondo sottosistema dell’apparato. Un terzo sottosiste-

ma, costituito dall’idrociclone e dai meccanismi ausiliari, essiccano il composto

acquoso e, attraverso un convertitore, viene prodotto gesso.


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DESCRIZIONE APPUNTO

Appunti di Complementi di centrali termoelettriche, nucleari e regolazione. Corso del primo anno della laurea magistrale in ingegneria energetica e nucleare. Il presente appunto fa parte del set diviso in tre parti e tratta dei seguenti argomenti: camera di combustione con bruciatori orizzontali, tabella 6 Camera di combustione con bruciatori verticali, tabella 7 Alcune scelte di leghe per wet scrubber FGD, tabella 8 Composizione chimica del Limestone.


DETTAGLI
Corso di laurea: Corso di laurea in ingegneria energetica
SSD:
A.A.: 2012-2013

I contenuti di questa pagina costituiscono rielaborazioni personali del Publisher luigicandido di informazioni apprese con la frequenza delle lezioni di Complementi di centrali termoelettriche, nucleari e regolazione e studio autonomo di eventuali libri di riferimento in preparazione dell'esame finale o della tesi. Non devono intendersi come materiale ufficiale dell'università Politecnico di Torino - Polito o del prof De Salve Mario.

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