Corso di Macchine Ingegneria Navale

Presentazione sul tema: "Corso di Macchine Ingegneria Navale"— Transcript della presentazione:

1 Corso di Macchine Ingegneria Navale
I generatori di vapore 1

2 Il Circuito Elementare
Ciclo HIRN 3 3 S 3’ B 2’ 2’ 3’ E 4 2 2 1 C 5 4 1 5 S Nell’impianto a ciclo Hirn un ruolo importante è riservato al GENERATORE di VAPORE 2

3 Caratteristiche dei GENERATORI di VAPORE
Centrali termoelettriche Impianti di propulsione (navale, ferroviaria) Processi industriali (cartaria, alimentare, chimica…) Riscaldamento Campo d’applicazione molto ampio Potenzialità: portata di vapore prodotta [t /h] Pressione di evaporazione Temperatura massima di surriscaldamento Potenzialità specifica: portata di vapore per unità di superficie evaporante [t /hm2] Vengono caratterizzate da 3

4 Evoluzione dei GENERATORI di VAPORE
Caldaia Cornovaglia [ ] Potenzialità 1,4 – 1,5 t/h Pressione 12 – 15 bar Superficie di scambio 40 –50 m2 Duomo Uscita vapore Ingresso acqua Griglia Forno ondulato Un corpo cilindrico (1 – 2,5 m) pieno d’acqua veniva posto il focolare in posizione eccentrica: in tal modo si favorisce la circolazione dell’acqua, per diversa evaporazione e quindi densità, incrementando lo scambio termico. I fumi percorrono poi un lungo tragitto attorno al corpo cilindrico sino al camino aumentando il tempo di contatto con la superficie di scambio 4

5 Evoluzione dei GENERATORI di VAPORE
Caldaie a TUBI di FUMO [ ] a ritorno di fiamma a fiamma diretta Tiranti Duomo Tubi di fumo Forno Griglia Detta anche “caldaia scozzese” o “marina” per la ampia applicazione in campo navale Caratterizzate da diametri del corpo cilindrico inferiori e quindi adatte all’impiego ferroviario Potenzialità t/h Pressione bar Superficie di scambio m2 Potenzialità t/h Pressione bar Superficie di scambio m2 5

6 Evoluzione dei GENERATORI di VAPORE
Caldaie a TUBI d’ACQUA [dal 1860] Il fondamentale cambiamento concettuale consiste nell’invertire il passaggio dei fumi e dell’acqua. Quest’ultima ora viene convogliata in FASCI TUBIERI che verranno lambiti all’esterno dai fumi; il cambiamento di fase all’interno dei tubi favorisce la circolazione e consente di aumentare la pressione di esercizio. Sono state sviluppate in due versioni: a tubi 1 Corpo cilindrico o collettore sup. 2 Fasci tubieri vaporizzatori Surriscaldatore Economizzatore sub-orizzontali sub-verticali 6

7 Evoluzione dei GENERATORI di VAPORE
Caldaie a TUBI d’ACQUA [dal 1860] Il fondamentale cambiamento concettuale consiste nell’invertire il passaggio dei fumi e dell’acqua. Quest’ultima ora viene convogliata in FASCI TUBIERI che verranno lambiti all’esterno dai fumi; il cambiamento di fase all’interno dei tubi favorisce la circolazione e consente di aumentare la pressione di esercizio. Sono state sviluppate in due versioni: a tubi sub-orizzontali sub-verticali 1 Corpo cilindrico o collettore sup. 2 Fasci tubieri vaporizzatori 3 Surriscaldatore 4 Economizzatore 3 S 2 B 4 E Nei tubi inclinati od orizzontali, il vapore prodotto risale per la minore densità. Il Collettore superiore che funge da Separatore di Liquido dal vapore inviato all’utilizzatore, mentre l’acqua ridiscende per ricominciare il ciclo, con un moto continuo e spontaneo 8

8 I corpi principali e lo scambio termico nei GENERATORI di VAPORE
Il tipo di generatore di vapore più diffuso nelle moderne centrali termoelettriche è quello ad irraggiamento. S1 RS2 Si noti che il surriscaldatore è posto parte in equicorrente, S1, e parte in controcorrente S2 S2 T RS1 E V Tg P RS2 S2 RS1 S1 E V P q

9 I corpi principali e lo scambio termico nei GENERATORI di VAPORE
S1 RS2 Si noti che il surriscaldatore è posto parte in equicorrente, S1, e parte in controcorrente S2. S2 T RS1 I surriscaldatori sono gli elementi termicamente più sollecitati perché, essendo percorsi all’interno da un fluido con coefficiente di trasmissione relati- vamente basso, si possono portare ad una temperatura di parete troppo elevata E V  gTg  vTv T p g  v Tg 2 P Con v= g =100 W/m2K Tg= 1500 K Tv= 600 K 1 V S1 RS S2 RS E P q Protezione dalla radiazione della fiamma attraverso una sporgenza detta NASO di CALDAIA Tp= 1050 K

10 I corpi principali e lo scambio termico nei GENERATORI di VAPORE
Il tipo di generatore di vapore più diffuso nelle moderne centrali termoelettriche è quello ad irraggiamento. S1 RS2 Diversa è la situazione per i tubi vaporizzatori dove il coefficiente convettivo sale a v= W/m2K (vapore saturo) E la temperatura di parete, anche tenendo conto dell’irraggiamento scende a Tp= 630 K Cioè appena 30K maggiore del vapore interno S2 T RS1 E V Tg P RS2 S2 RS1 S1 E V P q

11 I corpi principali e lo scambio termico nei GENERATORI di VAPORE
Il tipo di generatore di vapore più diffuso nelle moderne centrali termoelettriche è quello ad irraggiamento. S1 RS2 Diversa è la situazione per i tubi vaporizzatori dove il coefficiente convettivo sale a S2 v= W/m2K (vapore saturo) E la temperatura di parete, anche tenendo conto dell’irraggiamento scende a T RS1 Tp= 630 K E V Cioè appena 30K maggiore del vapore interno Se si considera anche l’apporto dell’irraggiamento si deve scrivere la: K S T  T  S  T  T  S  T  T  4 4 Tg P 2 0 irr g p c f g p c v p v Sup. irraggiamento Sup.conduzione 1 V S1 RS S2 RS E P q 12

12 I corpi principali e lo scambio termico nei GENERATORI di VAPORE
Il tipo di generatore di vapore più diffuso nelle moderne centrali termoelettriche è quello ad irraggiamento. S1 RS2 Diversa è la situazione per i tubi vaporizzatori dove il coefficiente convettivo sale a S2 v= W/m2K (vapore saturo) E la temperatura di parete, anche tenendo conto dell’irraggiamento scende a T RS1 Tp= 630 K E V Cioè appena 30K maggiore del vapore interno Se si considera anche l’apporto dell’irraggiamento si deve scrivere la: K S T  T  S  T  T  S  T  T  4 4 Tg P 2 0 irr g p c f g p c v p v Sup. irraggiamento Sup.conduzione Trattando il corpo come grigio con K=0,9 1 V S1 RS S2 RS E P q 8 K0  5.110 W/(m2K4) 13

13 I corpi principali e lo scambio termico nei GENERATORI di VAPORE
Il tipo di generatore di vapore più diffuso nelle moderne centrali termoelettriche è quello ad irraggiamento. S1 RS2 Diversa è la situazione per i tubi vaporizzatori dove il coefficiente convettivo sale a S2 v= W/m2K (vapore saturo) E la temperatura di parete, anche tenendo conto dell’irraggiamento scende a T RS1 Tp= 630 K E V Cioè appena 30K maggiore del vapore interno Se si considera anche l’apporto dell’irraggiamento si deve scrivere la: K S T  T  S  T  T  S  T  T  4 4 Tg P 2 0 irr g p c f g p c v p v Sup. irraggiamento Sup.conduzione Trattando il corpo come grigio con K=0,9 1 V S1 RS S2 RS E P q 8 K0  5.110 W/(m2K4) Essendo T4p<<T4g e Sc=  Sirr 14

14 I corpi principali e lo scambio termico nei GENERATORI di VAPORE
Il tipo di generatore di vapore più diffuso nelle moderne centrali termoelettriche è quello ad irraggiamento. S1 RS2 Diversa è la situazione per i tubi vaporizzatori dove il coefficiente convettivo sale a S2 v= W/m2K (vapore saturo) E la temperatura di parete, anche tenendo conto dell’irraggiamento scende a T RS1 Tp= 630 K E V Cioè appena 30K maggiore del vapore interno Se si considera anche l’apporto dell’irraggiamento si deve scrivere la: K S T  T  S  T  T  S  T  T  4 4 Tg P 2 0 irr g p c f g p c v p v Sup. irraggiamento Sup.conduzione Trattando il corpo come grigio con K=0,9 1 V S1 RS S2 RS E P q 8 K0  5.110 W/(m2K4) K T4 Essendo T4 <<T4 p g DT  0 g     e S =  c Sirr p g v 15

15 I corpi principali e lo scambio termico nei GENERATORI di VAPORE
Posizione dei bruciatori S1 RS2 S2 RS1 E V P Preriscaldator e dell’aria del tipo Ljungstrom

16 I corpi principali e lo scambio termico nei GENERATORI di VAPORE
Posizione dei bruciatori S1 RS2 S2 Per lo studio dei generatori di vapore si analizzeranno tre parametri: RS1 Temperatura di combustione Rendimento Carico termico E V P In particolare si studieranno le loro correlazioni e l’influenza sulle prestazioni della macchina e conseguentemente sulla sua progettazione Ljungstrom Preriscaldatore dell’aria del tipo

17 La temperatura di combustione
Il bilancio della camera di combustione impone che: Calore fornito dall’unità di massa di combustibile + entalpia dei reagenti Per unità di massa di combustibile Calore netto ceduto alle pareti dei tubi esposti (qirr) + entalpia dei fumi prodotti = cpf  Tf  rendimento di combustione qirr H i ma la massa di aria per unità ma cpa  Ta di massa di combustibile

18 La temperatura di combustione
Il bilancio della camera di combustione impone che: Calore fornito dall’unità di massa di combustibile + entalpia dei reagenti Per unità di massa di combustibile Calore netto ceduto alle pareti dei tubi esposti (qirr) + entalpia dei fumi prodotti = cpf  Tf  rendimento di combustione qirr H i ma la massa di aria per ma cpa  Ta (m  1)  c  T unità di massa di comb. a pg c

19 La temperatura di combustione
Il bilancio della camera di combustione impone che: Calore fornito dall’unità di massa di combustibile + entalpia dei reagenti Calore netto ceduto alle pareti dei tubi esposti (qirr) + entalpia dei fumi prodotti = Per unità di massa di combustibile cpf  Tf  rendimento di combustione qirr H i ma la massa di aria per ma cpa  Ta (m  1)  c  T unità di massa di comb. a pg c K S    irr o (T T ) 4 4  mf e p Te la temperatura dei corpi emittenti Tp la temperatura delle pareti dei tubi irraggiati K parametro che dipende dai coefficienti di irraggiamento delle parti emittenti e riceventi e dal fattore d’angolo Volendo calcolare q si può porre K=1 e T =T irr c e commettendo due errori che algebricamente si compensano

20 La temperatura di combustione
Il bilancio della camera di combustione impone che: Calore fornito dall’unità di massa di combustibile + entalpia dei reagenti Calore netto ceduto alle pareti dei tubi esposti (qirr) + entalpia dei fumi prodotti = Per unità di massa di combustibile cpf  Tf  rendimento di combustione qirr H i ma la massa di aria per ma cpa  Ta (m  1)  c  T unità di massa di comb. a pg c K S    irr o (T T ) 4 4  mf e p Ne deriva: Te la temperatura dei corpi emittenti Tp la temperatura delle pareti dei tubi irraggiati K parametro che dipende dai coefficienti di irraggiamento delle parti emittenti e riceventi e dal fattore d’angolo H m c T c T  q c (m  1)T i a pa a pf f irr pg a c

21 La temperatura di combustione
Il bilancio della camera di combustione impone che: Calore fornito dall’unità di massa di combustibile + entalpia dei reagenti Calore netto ceduto alle pareti dei tubi esposti (qirr) + entalpia dei fumi prodotti = Per unità di massa di combustibile cpf  Tf  rendimento di combustione qirr H i ma la massa di aria per ma cpa  Ta (m  1)  c  T unità di massa di comb. a pg c K S    irr o (T T ) 4 4  mf e p Ne deriva: Te la temperatura dei corpi emittenti Tp la temperatura delle pareti dei tubi irraggiati H m c T c T  q c (m  1)T i a pa a Hi pf f irr pg a c K parametro che dipende dai coefficienti di irraggiamento delle parti emittenti e riceventi e dal fattore d’angolo  hR  qirr  cpg(ma  1)Tc 0 costante di Boltzmann 5, W/(m2K4)22

22 La temperatura di combustione
Ne deriva: K S    irr o (T T ) 4 4  mf e p Te la temperatura dei corpi emittenti Tp la temperatura delle pareti dei tubi irraggiati Hi  macpaTa  cpf Tf  qirr  cpg(ma  1)Tc K parametro che dipende dai coefficienti di irraggiamento delle parti emittenti e riceventi e dal fattore d’angolo Hi  hR  qirr

23 La temperatura di combustione
q Tc Ne deriva: Te la temperatura dei corpi emittenti Tp la temperatura delle pareti dei tubi irraggiati Hi  macpaTa  cpf Tf  qirr  cpg(ma  1)Tc K parametro che dipende dai coefficienti di irraggiamento delle parti emittenti e riceventi e dal fattore d’angolo Hi  hR  qirr

24 La temperatura di combustione
Un esempio di soluzione dell’equazione per il calcolo della Tc può essere dato dal grafico a fianco riportato dove il valore della temperatura di combustione viene diagrammato in funzione del calore scambiato per unità di massa di combustibile q Hi  hR Tc Ne deriva: Te la temperatura dei corpi emittenti Tp la temperatura delle pareti dei tubi irraggiati Hi  macpaTa  cpf Tf  qirr  cpg(ma  1)Tc K parametro che dipende dai coefficienti di irraggiamento delle parti emittenti e riceventi e dal fattore d’angolo Hi  hR  qirr

25 La temperatura di combustione
Un esempio di soluzione dell’equazione per il calcolo della Tc può essere dato dal grafico a fianco riportato dove il valore della temperatura di combustione viene diagrammato in funzione del calore scambiato per unità di massa di combustibile q e = 1 Le curve azzurre tracciano l’andamento dell’entalpia totale dei fumi prodotti da 1 kg di combustibile, parametrizzata in funzione Hi  hR e = 0,5 dell’eccesso d’aria. e = 0 Tc Ne deriva: Te la temperatura dei corpi emittenti Tp la temperatura delle pareti dei tubi irraggiati Hi  macpaTa  cpf Tf  qirr  cpg(ma  1)Tc K parametro che dipende dai coefficienti di irraggiamento delle parti emittenti e riceventi e dal fattore d’angolo Hi  hR  qirr

26 La temperatura di combustione
Un esempio di soluzione dell’equazione per il calcolo della Tc può essere dato dal grafico a fianco riportato dove il valore della temperatura di combustione viene diagrammato in funzione del calore scambiato per unità di massa di combustibile q e = 1 Le curve azzurre tracciano l’andamento dell’entalpia totale dei fumi prodotti da 1 kg di combustibile, parametrizzata in funzione Hi  hR e = 0,5 dell’eccesso d’aria. Le curve rosse tracciano l’andamento di qirr per diversi valori del parametro: e = 0 mf Sirr [portata di combustibile unità di superficie irraggiante] Tc Tp Ne deriva: K S    irr o (T T ) 4 4  mf e p Te la temperatura dei corpi emittenti Tp la temperatura delle pareti dei tubi irraggiati Hi  macpaTa  cpf Tf  qirr  cpg(ma  1)Tc K parametro che dipende dai coefficienti di irraggiamento delle parti emittenti e riceventi e dal fattore d’angolo Hi  hR  qirr

27 La temperatura di combustione
mf Un esempio di soluzione dell’equazione per il calcolo della Tc può essere dato dal grafico a fianco riportato dove il valore della temperatura di combustione viene diagrammato in funzione del calore scambiato per unità di massa di combustibile q Sirr   mf Sirr e = 1 Le curve azzurre tracciano l’andamento dell’entalpia totale dei fumi prodotti da 1 kg di combustibile, parametrizzata in funzione Hi  hR e = 0,5 dell’eccesso d’aria. Le curve rosse tracciano l’andamento di qirr per diversi valori del parametro: e = 0 mf Sirr [portata di combustibile unità di superficie irraggiante] Tc Tp Ne deriva: K S    irr o (T T ) 4 4  mf e p Te la temperatura dei corpi emittenti Tp la temperatura delle pareti dei tubi irraggiati Hi  macpaTa  cpf Tf  qirr  cpg(ma  1)Tc Hi  hR  qirr  cpg(ma  1)Tc K parametro che dipende dai coefficienti di irraggiamento delle parti emittenti e riceventi e dal fattore d’angolo 0 costante di Boltzmann 5, W/(m2K4) 28

28 La temperatura di combustione
mf Un esempio di soluzione dell’equazione per il calcolo della Tc può essere dato dal grafico a fianco riportato dove il valore della temperatura di combustione viene diagrammato in funzione del calore scambiato per unità di massa di combustibile q Sirr   mf Sirr e = 1 Le curve azzurre tracciano l’andamento dell’entalpia totale dei fumi prodotti da 1 kg di combustibile, parametrizzata in funzione Hi  hR e = 0,5 dell’eccesso d’aria. Le curve rosse tracciano l’andamento di qirr per diversi valori del parametro [portata di combustibile per unità di superficie irraggiante] Potendo calcolare agevolmente Hi  hR si ricava il valore di Tc dall’intersezione delle curve per assegnati valori dei parametri e = 0 Tc Tp Ne deriva: K S    irr o (T T ) 4 4  mf e p Te la temperatura dei corpi emittenti Tp la temperatura delle pareti dei tubi irraggiati Hi  macpaTa  cpf Tf  qirr  cpg(ma  1)Tc Hi  hR  qirr  cpg(ma  1)Tc K parametro che dipende dai coefficienti di irraggiamento delle parti emittenti e riceventi e dal fattore d’angolo 0 costante di Boltzmann 5, W/(m2K4) 29

29 Il Rendimento di un GENERATORE di VAPORE
mv  Δhv mf  Hi Per non incorrere in errori derivanti dall’incertezza di valutazione di alcune delle grandezze della formula si può adottare un procedimento indiretto basto sul bilancio energetico g 

30 GV mv  Dhv Il Rendimento di un GENERATORE di VAPORE mf  Hi g 
Per non incorrere in errori derivanti dall’incertezza di valutazione di alcune delle grandezze della formula si può adottare un procedimento indiretto basto sul bilancio energetico g  Considerando tutte le grandezze per unità di massa di combustibile utilizzato ed indicando con  il rendimento di combustione qd il calore disperso attraverso le pareti, GV

31 GV mv  Δhv Il Rendimento di un GENERATORE di VAPORE mf  Hi g  h Hi
Per non incorrere in errori derivanti dall’incertezza di valutazione di alcune delle grandezze della formula si può adottare un procedimento indiretto basto sul bilancio energetico g  Considerando tutte le grandezze per unità di massa di combustibile utilizzato ed indicando con  il rendimento di combustione qd il calore disperso attraverso le pareti, h f GV Hi ma ha

32 GV mv  Δhv Il Rendimento di un GENERATORE di VAPORE mf  Hi g  h
Per non incorrere in errori derivanti dall’incertezza di valutazione di alcune delle grandezze della formula si può adottare un procedimento indiretto basto sul bilancio energetico g  Considerando tutte le grandezze per unità di massa di combustibile utilizzato ed indicando con  il rendimento di combustione qd il calore disperso attraverso le pareti, h f Hi GV qd ma ha (ma  1) hg

33 GV mv  Δhv Il Rendimento di un GENERATORE di VAPORE mf  Hi g  h
Per non incorrere in errori derivanti dall’incertezza di valutazione di alcune delle grandezze della formula si può adottare un procedimento indiretto basto sul bilancio energetico g  Considerando tutte le grandezze per unità di massa di combustibile utilizzato ed indicando con  il rendimento di combustione qd il calore disperso attraverso le pareti, h f Hi GV qd ma ha m vhe (ma  1) hg

34 GV mv  Δhv Il Rendimento di un GENERATORE di VAPORE mf  Hi g  h
Per non incorrere in errori derivanti dall’incertezza di valutazione di alcune delle grandezze della formula si può adottare un procedimento indiretto basto sul bilancio energetico g  Considerando tutte le grandezze per unità di massa di combustibile utilizzato ed indicando con  il rendimento di combustione qd il calore disperso attraverso le pareti, m vhu h f Hi GV qd ma ha m vhe (ma  1) hg

35 GV mv  Δhv Il Rendimento di un GENERATORE di VAPORE mf  Hi g  h
Per non incorrere in errori derivanti dall’incertezza di valutazione di alcune delle grandezze della formula si può adottare un procedimento indiretto basto sul bilancio energetico g  Considerando tutte le grandezze per unità di massa di combustibile utilizzato ed indicando con  il rendimento di combustione qd il calore disperso attraverso le pareti, m vhu h f Hi GV Con m   1 m qd a g ma ha m vhe (ma  1) hg

36 GV mv Dhv Il Rendimento di un GENERATORE di VAPORE mf  Hi g  h Hi
Per non incorrere in errori derivanti dall’incertezza di valutazione di alcune delle grandezze della formula si può adottare un procedimento indiretto basto sul bilancio energetico g  Considerando tutte le grandezze per unità di massa di combustibile utilizzato ed indicando con  il rendimento di combustione qd il calore disperso attraverso le pareti, m vhu h f Hi GV Con m   1 m qd a g h u  h e Dh v ma ha m vhe (ma  1) hg si ha:

37 GV mv  Δhv Himacpa Ta cpf Tf  m v Dh v  qd mgcpg Tg
Il Rendimento di un GENERATORE di VAPORE mv  Δhv mf  Hi Per non incorrere in errori derivanti dall’incertezza di valutazione di alcune delle grandezze della formula si può adottare un procedimento indiretto basto sul bilancio energetico g  Considerando tutte le grandezze per unità di massa di combustibile utilizzato ed indicando con  il rendimento di combustione qd il calore disperso attraverso le pareti, m vhu h f Hi GV Con m   1 m qd a g h u  h e Dh v ma ha m vhe (ma  1) hg si ha: Himacpa Ta cpf Tf  m v Dh v  qd mgcpg Tg In prima approssimazione si può considerare ininfluente il contributo entalpico del combustibile 38

38 GV     g pg g a d mv  Δhv m c (T  T )  q Hi
Il Rendimento di un GENERATORE di VAPORE mv  Δhv mf  Hi Per non incorrere in errori derivanti dall’incertezza di valutazione di alcune delle grandezze della formula si può adottare un procedimento indiretto basto sul bilancio energetico g  Considerando tutte le grandezze per unità di massa di combustibile utilizzato ed indicando con  il rendimento di combustione qd il calore disperso attraverso le pareti, m vhu h f Hi GV Con m   1 m qd a g h u  h e Dh v ma ha m vhe (ma  1) hg si ha: Himacpa Ta cpf Tf  m v Dh v  qd mgcpg Tg In prima approssimazione si può considerare ininfluente il m c (T  T )  q     g pg g a d contributo entalpico del combustibile g Hi 39

39 Il Rendimento di un GENERATORE di VAPORE
Forte influenza viene esercitata dall’eccesso d’aria sia tramite  e la massa mg di gas prodotti 1,5  1 g 0,5 e -0,5 0,5 1    mgcpg (Tg  Ta )  qd Hi  g

40 Il Rendimento di un GENERATORE di VAPORE
Forte influenza viene esercitata dall’eccesso d’aria sia tramite  e la massa mg di gas prodotti In funzione del carico si nota un massimo del rendimento attorno al 70% del carico MAX. Le perdite dipendono: bassi carichi alti carichi incidenza del calore disperso qd eccessiva temperatura dei fumi al camino 1,5 1 g  1 g 0,5 0,5 e -0,5 0,5 1 0,5 1 P/Po    mgcpg (Tg  Ta )  qd Hi  g

41 Il Carico Termico Si definisce CARICO TERMICO di una camera di combustione La POTENZA SVILUPPATA da una determinata PORTATA di COMBUSTIBILE per UNITA’ di VOLUME di camera di combustione

42 m  H C  V Il Carico Termico f i t
Si definisce CARICO TERMICO di una camera di combustione La POTENZA SVILUPPATA da una determinata PORTATA di COMBUSTIBILE per UNITA’ di VOLUME di camera di combustione m  H C  f i t V

43 m  H C  V Il Carico Termico f i t
Si definisce CARICO TERMICO di una camera di combustione La POTENZA SVILUPPATA da una determinata PORTATA di COMBUSTIBILE per UNITA’ di VOLUME di camera di combustione m  H C  f i t V E influenzato dal tempo di permanenza della singola particella in C.C. ’

44  mf Hi  Ct V A h    m  V V mf  Vg Il Carico Termico 0 pg T0 P
Si definisce CARICO TERMICO di una camera di combustione La POTENZA SVILUPPATA da una determinata PORTATA di COMBUSTIBILE per UNITA’ di VOLUME di camera di combustione A area della sezione trasversale h la lunghezza nella direzione del moto Vg Volume specifico dei fumi  mf Hi  Ct V A h V Volume della C.C.    E influenzato dal tempo di permanenza della singola particella in C.C. ’ P m  V mf  Vg f g Vg  Tg p0 T p g V   m  V essendo sostituendo V0 pg T0 P f 0 pg T0

45  mf Hi  Ct V A h    mf  Vg V mf  Vg Il Carico Termico pg H T0
Si definisce CARICO TERMICO di una camera di combustione La POTENZA SVILUPPATA da una determinata PORTATA di COMBUSTIBILE per UNITA’ di VOLUME di camera di combustione A area della sezione trasversale h la lunghezza nella direzione del moto Vg Volume specifico dei fumi  mf Hi  Ct V A h V Volume della C.C.    E influenzato dal tempo di permanenza della singola particella in C.C. ’ P mf  Vg mf  Vg H T0 pg Vg Tg p0 Tg p0 C  i essendo  V p T sostituendo V  P mf  V0 p t p V0 p0 Tg T g 0 g 0

46  mf Hi Sirr   Sirr  Ct V C  L m   A h    m  V V mf  Vg S
Il Carico Termico Si definisce CARICO TERMICO di una camera di combustione La POTENZA SVILUPPATA da una determinata PORTATA di COMBUSTIBILE per UNITA’ di VOLUME di camera di combustione A area della sezione trasversale h la lunghezza nella direzione del moto Vg Volume specifico dei fumi  mf Hi  Ct V A h V Volume della C.C.    E influenzato dal tempo di permanenza della singola particella in C.C. ’ P m  V mf  Vg f g H T0 pg C  i t p V0 p0 Tg   Sirr C  L m f Sirr t  S Ct  V  m S  Hi f Sirr

47  mf Hi   Sirr  Ct V C  L m  Sirr  S A h    m  V V mf  Vg
Il Carico Termico Si definisce CARICO TERMICO di una camera di combustione La POTENZA SVILUPPATA da una determinata PORTATA di COMBUSTIBILE per UNITA’ di VOLUME di camera di combustione A area della sezione trasversale h la lunghezza nella direzione del moto Vg Volume specifico dei fumi  mf Hi  Ct V A h V Volume della C.C.    E influenzato dal tempo di permanenza della singola particella in C.C. ’ P m  V mf  Vg f g H T0 pg C  i t p V0 p0 Tg   Sirr C  L m f irr Per ridurre Tc tramite la riduzione di occorre ridurre Ct od aumentare  m t  f Sirr S Ct  V  S  S mf S H i irr 48

48  mf Hi   Sirr Ct od aumentare   Ct V C  L m   Sirr S A h  
Il Carico Termico Si definisce CARICO TERMICO di una camera di combustione La POTENZA SVILUPPATA da una determinata PORTATA di COMBUSTIBILE per UNITA’ di VOLUME di camera di combustione A area della sezione trasversale h la lunghezza nella direzione del moto Vg Volume specifico dei fumi  mf Hi  Ct V A h V Volume della C.C.    E influenzato dal tempo di permanenza della singola particella in C.C. ’ P m  V mf  Vg f g H T0 pg C  i t p V0 p0 Tg   Sirr C  L m f irr m t   f Sirr S Ct  V  S Per ridurre Tc tramite la riduzione di S Ct od aumentare  occorre ridurre mf S H i irr Pannellare la C.C. con i vaporizzatori

49 La circolazione del fluido evaporante nei GENERATORI di VAPORE
Nelle caldaie a tubi d’acqua è molto importante curare la circolazione per accrescere la produzione di vapore per unità di superficie del fascio tubiero.

50 La circolazione del fluido evaporante nei GENERATORI di VAPORE
Nelle caldaie a tubi d’acqua è molto importante curare la circolazione per accrescere la produzione di vapore per unità di superficie del fascio tubiero. Le pareti sono costituite da fasci tubieri vaporizzatori riscaldati per IRRAGGIAMENTO e per CONVEZIONE. Tubi vaporizzatori La discesa del liquido è assicurata da pochi e grossi tubi esterni ed isolati. h Il vapore prodotto risale verso il corpo separatore di liquido per la minore densità. Sulla base del fascio tubiero agirà infatti una differenza di pressione (Dp) provocata da tale differenza di densità (D) : Camera di combustione Collettore

51 La circolazione del fluido evaporante nei GENERATORI di VAPORE
Nelle caldaie a tubi d’acqua è molto importante curare la circolazione per accrescere la produzione di vapore per unità di superficie del fascio tubiero. Le pareti sono costituite da fasci tubieri vaporizzatori riscaldati per IRRAGGIAMENTO e per CONVEZIONE. Tubi vaporizzatori La discesa del liquido è assicurata da pochi e grossi tubi esterni ed isolati. h Il vapore prodotto risale verso il corpo separatore di liquido per la minore densità. Sulla base del fascio tubiero agirà infatti una differenza di pressione (Δp) provocata da tale differenza di densità (Δ) : Camera di combustione Δp  gh  Δ Ovviamente all’aumentare dell’altezza si agevola la circolazione naturale, spiegando Collettore la disposizione dei tubi verticalmente

52 La circolazione del fluido evaporante nei GENERATORI di VAPORE
Al crescere della pressione di esercizio si restringe la differenza tra le proprietà del vapore e del liquido p kPa 105 104 103 102 10 v ,001 ,01 ,1 1 10 100 1000

53 La circolazione del fluido evaporante nei GENERATORI di VAPORE
Al crescere della pressione di esercizio si restringe la differenza tra le proprietà del vapore e del liquido p kPa 105 2,2 104 104 103 102 Δvlv 10 v ,001 ,01 ,1 1 10 100 1000

54 La circolazione del fluido evaporante nei GENERATORI di VAPORE
Al crescere della pressione di esercizio si restringe la differenza tra le proprietà del vapore e del liquido D p Decresce con la pressione sino ad annullarsi al punto critico kPa 105 2,2 104 104 103 102 Δvlv 10 v ,001 ,01 ,1 1 10 100 1000

55 La circolazione del fluido evaporante nei GENERATORI di VAPORE
Al crescere della pressione di esercizio si restringe la differenza tra le proprietà del vapore e del liquido D p Decresce con la pressione sino ad annullarsi al punto critico kPa Sopra valori di pressione di esercizio pari a bar diviene obbligatoria la configurazione verticale con altezze elevate 105 2,2 104 sub-orizzontali verticali 104 Potenzialità t/h n102 …103 t/h Potenzialità specifica kg / hm2 kg / hm2 103 102 Δvlv 10 v ,001 ,01 ,1 1 10 100 1000

56 La circolazione del fluido evaporante nei GENERATORI di VAPORE
Al crescere della pressione di esercizio si restringe la differenza tra le proprietà del vapore e del liquido D p Decresce con la pressione sino ad annullarsi al punto critico kPa Sopra valori di pressione di esercizio pari a bar diviene obbligatoria la configurazione verticale con altezze elevate 105 2,2 104 sub-orizzontali verticali 104 Potenzialità t/h n102 …103 t/h Potenzialità specifica kg / hm2 kg / hm2 103 Oltre certi limiti di pressione bar la differenza di densità non può assicurare la buona circolazione e si ricorre quindi alla CIRCOLAZIONE FORZATA 102 Δvlv 10 v ,001 ,01 ,1 1 10 100 1000