Effetto della potenza ausiliaria

I calcoli sono stati ripetuti aggiungendo una potenza ausiliaria a quella immessa nel reattore con la corrente di aria calda, considerando, a titolo cautelativo, le condizioni peggiori in cui non venga effettuato alcun intervento di miglioramento della coibentazione sia del reattore, sia della linea aria calda.

In funzione di diversi valori della potenza addizionale, nella tabella seguente sono riportati la temperatura asintotica ed i tempi necessari per raggiungere una temperatura finale pari rispettivamente a 400 e 450 °C. Inoltre viene indicata la corrispondente temperatura di immissione dell’aria nel reattore nel caso in cui si decida di fornire l’intera potenza al fluido riscaldante.

Paux(kW) 10 20 30 40 50 60

T_asint(°C) 317 369 421 472 524 576

θ _{Tfin=400°C(h)} ∞ 6.0 3.7 2.8 2.3 2.0 θ _{Tfin=450°C(h)} ∞ ∞ 6.1 3.9 3.0 2.5

Tin(°C) 502 554 605 657 709 761

Il tempo riportato in tabella è quello che intercorre dall’istante in cui comincia ad essere immessa nel reattore la corrente d’aria calda a quello in cui la temperatura è sufficientemente alta per bruciare il carbone di legna. Ovviamente per ottenere il tempo totale di start-up occorre aggiungere al predetto valore, che costituisce il contributo più importante, i tempi necessari rispettivamente per il riscaldamento della linea dell’aria calda e per il raggiungimento nel gassificatore della temperatura operativa. Tali tempi, peraltro, in queste condizioni

complessivamente dovrebbero comportare un incremento di 1÷2 ore del valore di tabella.

Sulla base dei valori ottenuti, per contenere entro termini accettabili (4÷5 ore) il tempo complessivo di preriscaldo del reattore e, nello stesso tempo, incrementare fino a 400÷450 °C la temperatura alla fine di tale fase, occorre fornire una potenza ausiliaria di almeno 60 kW. Se allo scopo si decide di utilizzare una serie di elementi scaldanti posizionati sulla linea dell’aria calda, un siffatto valore di potenza comporta, tra l’altro, l’immissione dell’aria nel reattore ad una temperatura di oltre 750 °C, sensibilmente più elevata di quella prevista in sede di progetto.

Infine, per quanto riguarda le modalità con cui fornire al processo in fase di preriscaldamente la potenza addizionale precedentemente stimata, si può optare per una delle soluzioni di seguito illustrate.

1) Si fornisce tutta la potenza ausiliaria al reattore mediante uno più bruciatori a gpl. Per una migliore distribuzione dell’energia immessa conviene utilizzare almeno due bruciatori disposti ad altezze e su raggi differenti. Tali bruciatori vengono collocati sull’unità di gassificazione che rappresenta l’elemento più critico in fase di riscaldamento, nello stesso tempo la potenza adotta al combustore può essere incrementata aumentando la portata

di aria calda. L’aspetto critico fondamentale presentato da questa soluzione è costituito dal pericolo che la fiamma investa direttamente il letto di sabbia, causandone la sinterizzazione, o la parete opposta del gassificatore, esponendola ad una temperatura intollerabilmente elevata. Pertanto occorre definire con grande accuratezza l’altezza e l’inclinazione dei bruciatori.

2) Si fornisce tutta la potenza ausiliaria alla linea dell’aria calda mediante elementi scaldanti.

Per evitare calcoli complicati e dall’esito incerto riguardo le modalità di ripartizione della potenza tra le varie condutture che immettono l’aria nel reattore, si può ipotizzare di disporre i riscaldatori immediatamente a monte del punto da cui si diparte la prima di tali linee e cioè quella che invia l’aria al sifone. Operando una stima di larga massima sulla base della lunghezza delle linee e del numero e dislocazione dei tratti di conduttura non coibentati, si può assumere che le perdite termiche lungo la linea dell’aria calda si ripartiscano esattamente a metà a monte e a valle del punto in cui si prevede di fornire la potenza addizionale. Se la caduta di temperatura complessiva ammonta a 200 °C, ciò vuol dire che gli elementi scaldanti saranno sottoposti ad una temperatura intorno agli 850 °C, che rende necessario

notevole aggravio dei costi. In aggiunta occorre considerare che la temperatura media del fluido viene aumentata per un tratto di lunghezza non trascurabile: poiché le perdite crescono con legge più che lineare con la temperatura, ciò equivale a dissipare una potenza maggiore di alcuni punti percentuali rispetto a quella che si ha in assenza del riscaldamento addizionale e quindi occorre incrementare di qualche kW la potenza termica da fornire.

3) Si fornisce parte della potenza ausiliaria tramite i bruciatori installati sul reattore e parte tramite gli elementi scaldanti disposti sulla linea dell’aria calda. La somministrazione del calore in due punti diversi si potrebbe rivelare più efficace, oltre sicuramente a ridurre le perdite extra lungo la linea, ma comporta un considerevole aumento della complessità e quindi del costo del sistema di riscaldamento addizionale, se questo viene inteso come un dispositivo unico.

In definitiva, considerazioni legate alla semplicità, sicurezza ed economicità rendono preferibile la prima soluzione. Questa inoltre offre maggiori garanzie di efficacia, dato che la potenza ausiliaria può essere incrementata, anche in misura notevole, senza grosse

complicazioni e sovraccosti, consentendo così di operare con un ampio margine rispetto al valore di calcolo.

Per contro la seconda soluzione si presenta problematica in termini di costi ed ingombri, anche per la presenza di numerose apparecchiature elettriche ausiliarie che devono necessariamente rispettare la normativa che regola le installazioni in aree a rischio esplosione. Di conseguenza, essa rende necessaria una stima molto accurata della potenza addizionale necessaria, in modo da evitare il sovradimensionamento del sistema che risulterebbe molto gravoso in termini economici.

La terza soluzione, come già anticipato nella descrizione, probabilmente risulterebbe più efficace, ma accentuerebbe ancora di più i problemi evidenziati per la seconda.

In conclusione, si sottolinea che i risultati ottenuti sono frutto di una serie di approssimazioni, tra cui occorre almeno ricordare:

• il modello di calcolo: si assimila il reattore ad un cilindro riscaldato in maniera uniforme

dalla corrente di aria calda e dall’eventuale potenza ausiliaria;

• l’esistenza di un collegamento con altri elementi dell’impianto: è stato considerato

semplicemente attraverso una maggiorazione di massa e superficie del reattore;

• le caratteristiche del flusso di aria calda: la portata complessiva di 500 Nm³/h è quella prevista in sede di progetto, mentre il valore di 450 °C assegnato alla temperatura è un dato sperimentale;

• la massa totale e l’area della superficie esterna del reattore: dipendono ad esempio dagli spessori di acciaio, alluminio e coibente che sono stati ipotizzati e non misurati;

• la potenza dispersa: oltre all’incertezza sull’area e sui valori dei coefficienti di scambio termico, si è assunta una temperatura finale di riferimento per tutti i casi considerati e una crescita lineare delle perdite di calore durante il transitorio;

• la potenza in uscita dal reattore: la differenza di temperatura tra aria calda e reattore è stata ritenuta costante e fissata pari ad un valore certamente da verificare;

• la suddivisione della superficie esterna in due zone, scoperta e coibentata: i valori delle temperature e la proporzione tra le aree delle due zone corrispondono anche in questo caso ad ipotesi di massima.

In ogni caso, considerando che alcune di queste ipotesi tendono a sovrastimare il valore della temperatura del reattore, mentre altre a sottostimarlo, si dovrebbe avere un effetto di compensazione, almeno parziale. Dunque sulla base anche dell’evidenza sperimentale, si può ritenere che i risultati ottenuti siano validi con un’approssimazione del 20÷30%, senz’altro accettabile per una stima di questo tipo.

5.4.6 Analisi di stress termo meccanico