Ottimizzazione e analisi dei risultati

In genere la simulazione di questi sistemi non necessità di un consistente sforzo computazionale in quanto la variazione di un parametro di input (per esempio la temperatura di un fluido, efficienza di un componente, ecc.), comporta un ricalcolo di tutte le proprietà e di tutti i parametri di ogni flusso ed elemento del modello che non impegna per più qualche attimo la memoria del calcolatore. Una delle funzioni più interessanti di Aspen HYSYS è l’ottimizzatore (Optimizer). Come già detto, una volta che sono stati definiti tutti i necessari parametri di input di flussi ed elementi, Aspen completa il processo fisico trovando come output, tutte le informazioni necessarie all’impianto e tramite opportuni fogli di calcolo (Spreadsheet) è possibile combinare i vari parametri per calco- lare coefficienti che caratterizzano l’impianto. A questo punto è di vitale importanza cercare di ottimizzare l’intero impianto in modo da massimizzare i coefficienti di prestazione (massimizzando lo sfruttamento del calore di scarto disponibile, minimizzando i consumi di macchine operatri- ci). Per fare ciò si sfrutta la funzione Optimizer, con la quale è possibile istruire un algoritmo di calcolo per ottimizzare il modello. Con essa si genera un Optimizer Spreadsheet, (analogo ad un foglio Excel) dove vengono importati in specifiche celle i valori delle variabili che devono essere vincolate (uguali, maggiori o minori di un certo valore) e la variabili che deve essere ottimizzata. Queste celle vengono poi richiamate nella sezione Functions dell’ottimizzatore, in essa si specifica se si desidera massimizzare o minimizzare la funzione da ottimizzare, mentre le altre celle vengono richiamate nel riquadro Constraint Functions. Successivamente si accede alla sezione Variables dove si inseriscono le variabili (imposte nello schema principale come dato di input) che durante

l’ottimizzazione verranno fatte variare all’interno di un determinato range specificato dall’utente. Infine in Parameters è possibile scegliere il tipo di algortimo di risoluzione.

In questo capitolo si intende studiare l’impianto dal punto di vista energetico ed effettuare un paragone tra le differenti architetture proposte, ottimizzandole da un punto di vista termodinami- co. Nell’ottimizzare un sistema complesso come quello poligenerativo, sorge spontaneo chiedersi quale sia il parametro più adatto a essere ottimizzato, quali grandezze vincolare e come esprimere l’effetto utile di ogni sottosistema.

• ORC: l’effetto utile di questo sottosistema è l’energia elettrica generata pertanto pare ovvio inserire questa nella lista dei desiderati output;

• CRC: l’effetto utile di questo sottosistema è la potenza frigorifera generata, ovvero il calore sottratto ad un determinato ambiente da raffrescare;

• MED: l’effetto utile di questo sottosistema è l’acqua dissalata, la quale viene erogata agli im- pianti di post-trattamento ad una temperatura di poco superiore ai 30°C e allo stato liquido. Questa è caratterizzata da valori dell’entalpia totale più bassi di alcuni ordini di grandezza rispetto ai precedenti effetti utili. Tuttavia nelle normative relative alla produzione integrata di energia e calore a livello industriale, si quantifica nel coefficiente di utilizzo dell’energia primaria l’energia elettrica e il calore destinato alla caldaia industriale, nonostante questo sia utilizzato per realizzare un prodotto finale difficile da valorizzare in termini energetici (vetro, carta, acciaio, alluminio, prodotti farmaceutici, prodotti alimentari, ecc.) Per questo motivo nonostante il prodotto sia l’acqua dissalata, si considera come utilizzo dell’energia primaria il calore scambiato al primo effetto del MED in modo che si riesca ad ottenere un termine di riferimento dello stesso ordine di grandezza degli altri effetti utili dei sottosistemi dell’impianto trigenerativo.

Ipotizzando di massimizzare un coefficiente di utilizzo dell’energia primaria (analogo al rendimen- to di primo principio per impianti di produzione dell’energia elettrica), si ha che calore e lavoro vengono valorizzati in quantità e pertanto risultano equivalenti. Ne consegue che se in fase di otti- mizzazione si lasciassero liberi di variare, potenza elettrica generata nell’ORC, potenza frigorifera prodotta nel CRC e potenza termica ceduta al MED a partire da una determinata sorgente di calore disponibile, l’algoritmo di ottimizzazione tenderebbe a massimizzare gli effetti utili "termi- ci" piuttosto che quelli "elettrici". Allo stesso modo, se si scegliesse di ottimizzare l’impianto dal punto di vista del secondo principio della termodinamica, si avrebbe l’obiettivo di massimizzare il

rendimento exergetico nel quale figurano come desiderati output gli effetti utili exergetici di ogni sottosistema.

• ORC: l’exergia in output da questo sistema coincide con il lavoro utile prodotto;

• CRC: il desiderato output exergetico è identificabile nell’exergia associata allo scambio ter- mico di sottrazione di calore dall’ambiente da climatizzare;

• MED: il desiderato output exergetico può essere espresso in termini di exergia del flusso di acqua dissalata prodotta o di exergia associata allo scambio termico di cessione di calore nel primo effetto di evaporazione del MED.

Perciò a partire da una fonte disponibile, l’algoritmo di ottimizzazione tenderebbe a massimizzare il rendimento exergetico premiando la produzione di energia elettrica e azzerando l’exergia termi- ca, ovvero cercando di ottenere il valore massimo possibile del numeratore del rendimento. Ecco che conviene lasciare libera la quantità di calore disponibile e fissare i tre effetti utili in modo che un’ottimizzazione di primo principio avrebbe l’effetto di ridurre le perdite energetiche e un’otti- mizzazione di secondo principio avrebbe l’effetto di ridurre le irreversibilità (ovvero le distruzioni di exergia). Ecco che avendo a che fare con il recupero di calore di scarto derivante da applica- zioni industriali di produzione, raffinerie, piattaforme di estrazione del greggio e quanto altro, si fissano le caratteristiche qualitative della fonte (temperatura massima del fluido termovettore), ma non quelle quantitative, mentre si fissano le taglie dei sottosistemi, così da ottenere il consumo di energia primaria come dato in output della simulazione. Così facendo l’ottimizzazione eseguita dal software non massimizza il rendimento dell’impianto agendo sulle taglie degli effetti utili, ma lo fa riducendo le perdite (o le irreversibilità) e sfruttando al massimo l’energia (o l’exergia) disponibile. In questo modo è davvero possibile eseguire un confronto paritario tra le diverse architetture di impianto e a parità di architettura valutare l’efficacia di fluidi organici diversi. I parametri di efficienza con cui si valutano questi cicli sono:

• coefficiente di utilizzazione dell’energia primaria:

U = ˙ Welett+ ˙QM ED+ ˙Qf ˙ Qdisp (8.5)

• rendimento elettrico del sottosistema ORC:

ηelett = ˙ Welett ˙ QORC (8.6)

• rendimento energetico o rendimento di secondo principio:

ηII = ˙ Welett+ ˙Exf+ ˙ExM ED ˙ Exdisp+ ˙msw· exsw (8.7)

Nei parametri sopra definiti compaiono alcune grandezze fisiche che caratterizzano i singoli sotto- sistemi. Nel dettaglio ˙Welett indica la potenza elettrica generata nell’impianto al netto di tutte la

potenza assorbita dalle macchine operatrici (compressore del chiller, pompa dell’ORC, pompe di circolazione del MED), ˙QORC indica la potenza termica ceduta dal fluido termovettore al boiler

dell’ORC, ˙QM ED indica la potenza termica ceduta al primo effetto del MED e ˙Qf è la potenza

frigorifera generata dal Chiller a compressione di vapore. Le grandezze che appaiono nei coefficienti sopra definiti sono definite dalle seguenti relazioni:

• ˙ExM ED= ˙mf reshwater· exf reshwater

dove il valore dell’exergia massica associata al flusso di acqua desalinizzata è calcolato diret- tamente dal software Aspen e tiene conto sia dell’exergia fisica che dell’exergia chimica. Il valore dell’exergia relativa al flusso di acqua sovrassalata in uscita dal dissalatore è trascu- rata. Per maggiore completezza è stato anche valutato un rendimento exergetico nel quale l’effetto utile exergetico del MED è quantificato con l’exergia associata alla cessione di ca- lore del MED. Questo è termine è calcolato considerando la variazione di exergia specifica dell’acqua di alimento del primo effetto ( ˙ExM ED= ˙mf eed· (exf eed,preheat− exf eed)) dove lo

stato termodinamico feed,preheat si riferisce ad una condizione di acqua di alimento a 70 °C e titolo di vapore al 50%.

• QM ED= ˙mf eed(hf eed,preheat− hf eed)

rappresenta il calore addotto dal fluido termovettore nel primo effetto del MED.

• ˙Wnet= ˙Wt− ˙Wp,ORC−P n

i=1W˙p,M ED,iindica la potenza elettrica prodotta dell’impianto al

netto degli ausiliari.È stata considerata un’ efficienza elettrica dei componenti elettrici pari a 0,95;

• ˙Qf = ˙mref r· (∆hevap)è il calore sottratto all’acqua refrigerata dal Chiller;

• ˙Exf = ˙mref r· (∆exevap)è l’exergia utile prodotta nel Chiller;

• ˙Qdisp = ˙mHT F · cp,HT F(Tmax− T0) è il calore reso disponibile all’impianto nell’aver rac-

colto calore dalla sorgente WHR con l’olio diatermico ausiliario (dove T0 è la temperatura

ambiente);

• ˙Exdisp = ˙Qdisp· τ = ˙Qdisp·



1 − T0

¯ THT F



è l’exergia termica resa disponibile dall’ingresso nel volume di controllo di una portata di fluido termovettore alla temperatura di 170°C. Il calore specifico del fluido termovettore viene espresso attraverso un valore medio interpolato

tra i valori di inlet e outpu del sistema, in quanto tra la suddetta temperatura massima e la temperatura ambiente, questa grandezza varia tra valori di 1,56 kJ/kgK e 1,91 kJ/kgK.

Nella prima sessione di simulazioni sono state fissate le taglie dei sottosistemi, la temperatura mas- sima del fluido termovettore e le temperature di esercizio del Chiller per poi ottimizzare l’intera struttura massimizzando il rendimento exergetico. Si ricorda che, avendo fissato nella singola simu- lazione un determinato valore per la taglia dei sottosistemi, l’ottimizzazione non tende a premiare un sottosistema al posto di un altro, ma tende a ridurre tutte le possibili cause di irreversibilità (le più chiamate in causa sono quelle relative allo scambio termico sotto differenza di temperatura finita) variando i parametri operativi in modo da avere una struttura che utilizzi al meglio l’exergia disponibile. In questa prima sessione i parametri di lavoro in input del sistema poligenerativo sono stati i seguenti:

Impianto trigenerativo - parametri di lavoro MED

Volume di produzione 1000 m3_/day

Potenza termica richiesta 7126 kW Flusso acqua di alimento 27,78 kg/s

Numero effetti 5

Flusso acqua dissalata 13,20 kg/s Flusso acqua sovrassalata 14,58 kg/s Temperatura acqua di alimento 25°C Temperatura acqua preriscaldata 35°C

TBT 70°C

Temperatura ultimo effetto 40 °C Salinità acqua di alimento 40000 ppm Salinità massima brina 68300 ppm

Rendimento pompe 0,70

ORC

Potenza elettrica netta prodotta 1000 kW Temperatura condensazione 40°C Rendimento isoentropico turbina 0,85 Rendimento idraulico pompa 0.75 Massimo grado di surriscaldamento 30°C

Relativamente al sottosistema MED è stato precisato il flusso termico richiesto in quanto questa struttura si ritiene già ottimizzata. La scelta delle taglie è stata fatta partendo da un volume di produzione di taglia media (1000 m3_{di acqua dissalata prodotti giornalmente, ovvero 1 Mln di litri}

CRC

Potenza frigorifera installata 950 kW (271 tons) Temperatura evaporatore 2°C Temperatura condensatore 40°C

Subcooling 3°C

Grado di surriscaldamento 3°C Rendimento isoentropico compressore 0.80

taglia dell’ORC che corrispondesse ad un consumo termico paragonabile. In accordo con quanto affermato si è imposto per le prime simulazioni una potenza netta installata pari a 1000 kW ed un consumo al compressore pari a circa 1/5 della potenza netta (ne consegue una potenza frigorifera installata di 950 KW).

Si noti che In sede di ottimizzazione sono stati fatti variare i seguenti parametri:

• pressione di evaporazione dell’ORC, tenendo conto del limite imposto dalla pressione critica e dallo stato di instabilità nel quale si può incappare lavorando a pressioni vicini a tale valore. Per scongiurare questo inconveniente si impone di lavororare con temperatura di evaporazione inferiore di almeno 15°C di quella critica;

• temperatura di surriscaldamento;

• portata di fluido organico evolvente nell’ORC;

• temperatura di uscita dell’olio diatermico dal boiler dell’ORC.

Non sono stati fatti variare i valori della pressione al condensatore e delle pressioni di esercizio del Chiller in quanto questi sono già impostati come valori ottimali. La pressione di evaporazione del Chiller è imposta in quanto un suo calo determinerebbe una spesa maggiore del compressore e un suo aumento comporterebbe un malfunzionamento dell’impianto di climatizzazione a valle, mentre la pressione di condensazione non può calare a meno di variazioni della temperatura ambiente e non ha senso che salga perché ciò comporterebbe una riduzione del salto entalpico disponibile in turbina. In più sono stati imposte come vincolo le seguenti Constraint Functions:

• Pinch point minimo negli scambiatori di calore pari a 5°C; • massimo grado di surriscaldamento pari a 30°C;

• fissate le taglie dei sottosistemi entro un range ridotto (+/- 10kW); queste non sono state poste esattamente pari al valore di progetto in quanto l’algoritmo di soluzione scelto, il BOX non consente di lavorare con constraint function di uguaglianza;

Si è scelto di ottimizzare l’impianto massimizzando il rendimento exergetico in quanto questo pa- rametro è quello più significativo dal punto di vista termodinamico e con il quale ogni effetto utile viene pesato in base alla sua qualità, ovvero la capacità di produrre lavoro utile. Nel fare ciò si rie- sce ad avere un impianto che sfrutta al meglio delle sue possibilità tecniche la sorgente disponibile, riducendo il più possibile le irreversibilità commesse. L’algoritmo scelto è stato il BOX in quanto questo risulta quello più efficiente nell’ottimizzare rispettando al meglio i limiti imposti in Con- straint Functions. I risultati ottenuti nella prima sessione di simulazioni, relativa all’architettura I sono riportati di seguito: Nei dati della tabella sopra riportata si possono visualizzare i risultati

Tabella 8.1: Risultati analisi preliminare architettura I

R245fa R245ca Ciclopentano R600 R601 R601a R365mfc Wnet [kW] 1000 1000 1000 1000 1000 1000 1000 Wcomp [kW] 180,8 179,9 170,5 181,5 178,5 177 180,7 WORC [kW] 1264 1227 1220 1228 1222 1222 1225 Δhturb [kJ/kg] 37,70 46,01 82,82 73,43 79,34 75,12 41,66 peva,ORC [bar] 23,86 19,39 8,668 26,81 12,76 15,52 12,65 pcond,ORC [bar] 2,505 1,733 0,7398 3,785 1,157 1,515 1,006 peva,chiller [bar] 0,58 0,377 0,157 1,115 0,268 0,377 0,204 pcond,chiller [bar] 2,505 1,733 0,7398 3,785 1,157 1,515 1,006 mORC [kg/s] 33,52 26,67 14,44 17,43 15,4 16,4 29,33 mchiller [kg/s] 5,86 5,48 2,56 3,1 3,05 3,21 5,84 mHTF [kg/s] 79,33 74,17 78,67 78,99 76,04 79,49 76,1 QORC [kW] 7258 6958 6911 7443 6838 6829 6897 Qf [kW] 915 915 915 915 915 915 915 QMED [kW] 7126 7126 7126 7126 7126 7126 7126 Qneed,total [kW] 14384 14084 14037 14569 13964 13955 14023 U [-] 0,6687 0,6587 0,6405 0,6213 0,6493 0,6472 ,06444 ηII,A [-] 0,2358 0,232 0,2348 0,2304 0,2258 0,2247 0,2313 ηII,B [-] 0,4157 0,4322 0,4230 0,4177 0,4280 0,4142 0,4258 ηelett [-] 0,154 0,1586 0,1488 0,1493 0,1555 0,1545 0,1524

della prima sessione di simulazioni. Come si può vedere questa architettura, con le taglie imposte dei sottosistemi permette di ottenere rendimenti elettrici dell’ordine del 15% e rendimento di primo principio dell’ordine del 65%. Un valore così elevato del rendimento di primo principio è presto spiegato: sono stati considerati come effetti utile oltre all’energia elettrica prodotta anche i calori utili scambiati nei sottosistemi MED e Chiller; ciò comporta un impennata dei valori di questo coefficiente analogamente a quanto avviene per il rendimento di primo principio degli impianti CHP.

utile del MED il flusso di exergia di acqua dissalata, non supera valori del 23%; ciò è spiegato dal fatto che in tutti e tre i sottosistemi si hanno cospicue distruzioni di exergia: nell’ORC si hanno distruzioni di exergia caratteristiche del ciclo Rankine e nella sua incapacità di ricreare il ciclo di Carnot; nel Chiller si ha distruzione di exergia in quanto con un ciclo a compressione di vapore si spende una quantità di energia elettrica ben superiore rispetto a quella di minima spesa (vedi ciclo di Carnot inverso); nel MED si ha la più grossa perdita exergetica in quanto si ha la degradazione di energia termica da un certo livello di temperatura ad uno nettamente più basso, caratterizzato da un bassissimo quantitativo exergetico. In poche parole il MED è un distruttore di exergia, tant’è che le spese di energia sono nettamente superiori alla minima spesa di separazione della miscela bi-componente. Gli altri valori riportati nella tabella dei risultati sono stati utili al fine di selezionare due tra i sette fluidi esaminati, i quali sono stati scelti per affrontare l’analisi di sensitività, ovvero lo studio dell’architettura d’impianto I al variare delle taglie dei sottosistemi, ma con condizioni di funzionamento fissate (temperatura sorgente, efficienze isoentropiche, livelli di temperatura del Chiller).

La seconda sessione di simulazioni è stata condotta per verificare quali fosse l’influenza della taglia di ogni sottosistema sulla performance dell’intero impianto. Per fare ciò sono stati studiati 18 casi studio per ogni fluido, in ognuno dei quali sono stati fissati determinati valori delle taglie dei sottosistemi per poi ottimizzare nuovamente la struttura e valutare l’andamento dei coefficienti di prestazione, così da capire quali siano le taglie da adottare per ogni sottosistema al fine di avere il massimo rendimento exergetico e quindi il massimo sfruttamento della risorsa seguendo il secondo principio della termodinamica. Relativamente alla prima architettura sono stati selezionati come fluidi di lavoro il Pentafluoropropano (R245fa) e l’isopentano (R601a) in quanto questi presentano i valori più alti del rendimento exergetico, denotando una buona adattabilità del fluido alla sorgen- te compatibilmente con valori della pressione al condensatore tali da evitare l’uso del degasatore. Come ulteriore criterio di scelta si è considerato il salto entalpico in turbina premiando i fluidi con i valori più bassi di questa grandezza: piccoli salti entalpici da smaltire sono da preferire in quanto, riducono il pericolo di bloccaggio sonico della vena fluida e poiché implicano più basse velocità periferiche della macchina o ridotto numero di stadi di espansione con conseguente riduzione dei costi. Sono stati ottimizzati i seguenti casi studio relativamente all’architettura I: L’implementa- zione di questi casi studio su Aspen HYSYS non ha causato eccessivi stravolgimenti del modello, in quanto è sufficiente, modificare i valori delle portate evolventi per avvicinarsi ai valori di progetto imposto nel singolo caso studio, dopodiché viene lanciata l’ottimizzazione. I risultati ottenuti sono stati esportati in un foglio elettronico al fine di permetterne una migliore elaborazione. Di questi

Tabella 8.2: Determinazione taglie sottosistemi nei casi studio per l’architettura I

Wnet, ORC [kW] VMED [m3/day] Qf, CRC[kWf]

I 1000 1000 1000 (285 tons) II 1000 500 1000 III 1000 2000 1000 IV 500 1000 1000 V 2000 1000 1000 VI 500 500 1000 VII 500 2000 1000 VIII 2000 500 1000 IX 2000 2000 1000 X 1000 1000 500 (142,5 tons) XI 1000 500 500 XII 1000 2000 500 XIII 500 1000 500 XIV 200 1000 500 XV 500 500 500 XVI 500 2000 500 XVII 2000 500 500 XVIII 2000 2000 500

sono stati selezionati i parametri più significativi in modo da poter realizzare delle mappe bidi- mensionali, note come diagrammi collinari, con le quali è possibile valutare l’andamento di alcuni parametri caratteristici al variare di due grandezze tipiche. Per fare ciò sono stati importati i valori elaborati su Excel nel software UniPlot, il quale permette di realizzare i diagrammi descritti. Poiché per ogni caso studio, ogni taglia di un sottosistema rappresenta un grado di libertà del sistema poligenerativo, è stato necessario organizzare i dati raccolti in due gruppi in ognuno dei quali si è fissato il valore della potenza frigorifera prodotta. Si riportano di seguito in tabella i risultati dei primi 9 casi studio relativi all’R245fa, in seguito verranno omessi i risultati in formato di foglio elettronico di altri fluidi e altri casi studio in quanto i diagrammi collinari risultano dotati di una maggiore leggibilità.

Le mappe riportate sono relative alle ottimizzazioni dei 18 casi studio relativi all’architettura I con R245fa come fluido evolvente. Si è studiato l’andamento dei parametri termodinamici al variare delle taglie dei sottosistemi. Nei casi dove si studiano i rendimenti energetici e exergetici si noti come le colorazioni delle mappe indichino le zone dove si hanno efficienze maggiori: le aree gialle sono quelle meno efficienti, mentre quelle blu sono le zone in cui si sta massimizzando il parametro in questione.

Tabella 8.3: Risultati analisi di sensitività Architettura I

peva,ORC [bar] mORC [kg/s] Tout,oil [°C] moil [kg/s] Qneed [kW]

I 24,08 39,41 69,4 85,8 15757 II 24,7 38,57 75,89 69,67 12031 III 32,72 35,75 66,97 118,2 22191 IV 23,92 19,2 68,05 66,05 12280 V 27,93 72,86 71,24 127,5 23016 VI 24,39 22,71 69,81 46,71 8546 VII 32,72 20,96 65,47 99,39 18905 VIII 24,74 61 89,41 127,3 19023 IX 30,8 69,26 68,85 156,6 28790

U [-] ηelett[-] ηII,A [-] ηII,B[-] QMED [kW] QORC[kW]

I 0,6543 0,1345 0,2358 0,4157 7126 8631 II 0,4959 0,1374 0,2752 0,3840 3563 8468 III 0,7686 0,1502 0,1562 0,4240 14250 7941 IV 20,7584 0,1358 0,1585 0,3969 7126 5154 V 0,4866 0,1487 0,2924 0,414 7126 15890 VI 0,6231 0,1342 0,2210 0,387 3563 4983 VII 0,8290 0,1425 0,1125 0,412 14250 4655 VIII 0,3965 0,1569 0,3071 0,3729 3563 15460 IX 0,6266 0,1511 0,2340 0,423 14250 14540

variabili tra 600 e 2000 KW, mentre sull’asse delle ordinate si è scelto di inserire il volume di produzione giornaliero del MED per valori da 600 a 2200 m3_{/day. Tale scelta è giustificata dal}

fatto che gli ordini di grandezza delle potenze termiche richieste dai sottosistemi così dimensionati, sono gli stessi: ciò può essere constatato leggendo il diagramma (d), relativo alla potenza termica richiesta, dove si nota che le iso-potenza termica tendono a seguire una legge y = −x + q.

Come si evince dalle mappe, il rendimento exergetico A, ovvero quello in cui si valuta come effetto utile del MED l’exergia del flusso di acqua dissalata, tende a crescere fino a raggiungere valori del 30% nei casi in cui si prediliga la componente elettrica, mentre si abbassa a valori del 13 % nei casi in cui si installino MED con volumi di produzioni maggiori; l’effetto del terzo sottosistema, il Chiller, per le taglie studiate risulta influenzare lievemente l’andamento di questo parametro comportando una riduzione dei valori massimi di rendimento a cui si può arrivare; ciò è presto spiegato dal fatto che l’aumento della taglia del Chiller comporta un maggiore assorbimento di calore da parte del boiler dell’ORC il cui surplus di energia elettrica prodotta è destinato a fornire la potenza in più richiesta dal compressore del Chiller. Tuttavia la maggior quantità di energia elettrica assorbita dal Chiller comporta un lieve aumento dell’exergia utile prodotta e ciò comporta

(a)Rendimento exergetico A al variare delle taglie