l’attuale unità.
3.1 Risultati degli scenari analizzat
In questa sezione verranno illustrati i diversi scenari simulati tramite il modello
precedentemente illustrato, spiegandone le assunzioni per la determinazione dei parametri
fisici-termodinamici di input al modello e mostrarne i risultati ottenuti. Gli output del modello saranno utilizzati per costruire delle curve operative di
funzionamento del nuovo sistema cogenerativo. Queste curve rappresenteranno tutti i possibili punti di funzionamento nel piano potenza elettrica e termica. Sarà inoltre riportata la curva relativa all’andamento della portata di ricircolo, ovvero il vero parametro di regolazione del sistema. Nel prossimo capitolo verranno invece discussi i risultati
riguardanti i rendimenti, insieme a quanto già noto grazie al materiale messo a disposizione dal fornitore, in modo da svolgere un confronto con l’attuale gruppo cogenerativo di cui è
prevista la sostituzione. Ognuno degli scenari analizzati è stato pensato come caratteristico di reali condizioni di
funzionamento in cui il nuovo impianto probabilmente si troverà a dover operare. È stato possibile fare ciò alla luce di uno studio sull’esercizio dell’attuale impianto esistente a Linate, il quale è stato progettato in un assetto del tipo termico-segue. Questa logica dovrà essere mantenuta anche in futuro per la nuova configurazione di impianto. Si può perciò dedurre che le condizioni operative subiranno forti variazioni durante le differenti stagioni
dell’anno e gli scenari analizzati saranno esplicativi in tale senso. Pertanto gli scenari simulati sono stati i seguenti:
1) Motore al 100% + pf al 100% con T mandata regolata tra 100÷110°C 2) Motore + pf parzializzati mantenendo 𝑇kL,_s,•c = 730 °𝐶
3) Motore al 100% + pf regolato
4) Motore regolato dal 50% al 100% + pf off, 𝑇˜xN,_s,•x = 85°𝐶
5) Motore regolato dal 50% al 100% + pf off, 𝑇˜xN,_s,•x = 70°𝐶
3.1.1 Scenario 1): Motore al 100% + pf al 100% con T mandata regolata tra 100÷110°C
In questo scenario si è perciò fatta variare la 𝑇l7•_l7^rEr tra 110 e 100 °C, mantenendo
invariate le condizioni a valle della caldaia a recupero. Questo si tratta di uno scenario tipicamente invernale in cui viene ceduta la massima potenza termica al teleriscaldamento pari a 19039 KWth. Conseguentemente è fissata anche la potenza termica in ingresso al sistema sotto forma di gas naturale, pari a 30843 KWth, ripartiti tra il motore
(21567KWth) e il post-combustore (9276 KWth). È stata mantenuta un 𝑇^_Ep^sp = 70 °𝐶, condizione che molto difficilmente non si verifica
in inverno. Come per tutte le simulazioni i calori specifici sono stati estrapolati dalle rispettive curve di interpolazione per le temperature medie di scambio termico corrispondenti.
53
Tabella 3.1 Impostazione del problema su foglio di calcolo Excel.
Per solo questo primo scenario si è deciso di riportare in figura uno scatto riportante il foglio Excel utilizzato per lo sviluppo del modello di simulazione. Nella riga delle celle evidenziate in verde sono riportati i parametri di iterazione, mentre in quelle corrispondenti alle due celle azzurre sono riportati i due azzeramenti del modello. Si nota come nella riga corrispondente a T mandata si siano ottenuti i valori di temperatura di mandata richiesta al
teleriscaldamento compresi tra 100 °C e 110 °C. In questo scenario i coefficienti di scambio termico sono stati costanti con il variare della
portata di ricircolo essendo la portata dei gas combusti sempre la medesima. Dalla tabella sovrastante si può notare come la temperatura di camino diminuisca al diminuire della temperatura di mandata della acqua surriscaldata alla rete di
teleriscaldamento. Ciò significa che per una temperatura di mandata di 100°C, si ottiene il valore minimo di temperatura al camino, indice di ottime condizioni per il il recupero termico del calore dai gas combusti entranti in caldaia a recupero.
In Figura 3.1 è riportato l’andamento della regolazione della portata di ricircolo, ovvero la parte di portata di fluido proveniente dal teleriscaldamento direttamente ricircolata nel secondo scambiatore senza passare nel circuito di raffreddamento del motore.
Non sono state fatte simulazioni per valori di 𝑇<rslrEr superiori ai 110°C in quanto alla
pressione di mandata al teleriscaldamento di 1,65 bar la temperatura di ebollizione risulta essere all’incirca 114°C. Si è deciso perciò di mantenere un certo margine da questa
temperatura per evitare la formazione di bolle nei tubi del sistema di circolazione. Infatti all’interno dei condotti la temperatura non è uniforme lungo tutta la sezione, ciò significa che anche per temperature al di sotto di 114°C, è possibile che vi siano zone in cui questa
temperatura sia raggiunta provocando l’ebollizione di parte del fluido.
Figura 3.1 Andamento portata di ricircolo al variare della temperatura di mandata
La portata di acqua in ingresso al secondo scambiatore subisce una diminuzione da 97 kg/s per una 𝑇<rslrEr = 100°𝐶 a 58,72 kg/s ai 110°C delle condizioni nominali. Invece il flusso in ingresso ai circuiti di raffreddamento del motore è costante pari 54,58 kg/s (196,5 t/h) come da progetto per le condizioni nominali di carico. Per ottenere temperature di mandata inferiori è perciò necessario ricircolare portate maggiori nel secondo scambiatore. Questo è possibile grazie alla regolazione della pompa a giri variabili a monte del secondo
scambiatore. In questo scenario essendo i carichi del motore e post-combustore fissati non si ha una vera
e propria curva di funzionamento nel piano potenza elettrica-potenza termica, bensì una serie di punti di funzionamento in cui la potenza elettrica è fissata pari a quella nominale di 5721 KWel e la potenza termica scambiata subisce dei piccoli scostamenti, passando da 19075 KWth per una temperatura di mandata alla rete di teleriscaldamento pari a 110 °C ed aumenta fino a 19117 KWth per un temperatura di mandata di 100°C. Questo è giustificato da un miglior recupero termico dai gas combusti come si era notato in precedenza, evidenziando una diminuzione della temperatura al camino all’ aumentare della portata di ricircolo e quindi al diminuire della temperatura di mandata dell’acqua surriscaldata. Ne consegue quindi che il rendimento termico complessivo migliorerà leggermente mentre quello elettrica rimarrà costante.
40 50 60 70 80 90 100 100 101 102 103 104 105 106 107 108 109 110 m,ric [kg/s] T mandata [°C]
55
3.1.2 Scenario 2) : Motore + pf parzializzato mantenendo 𝑻𝒈𝒄,𝒊𝒏,𝒔𝟏 = 𝟕𝟑𝟎 °𝑪
Nello scenario 2) il motore è stato regolato in un range di funzionamento tra il 50% ed il 100% della sua potenza nominale. Il post combustore è stato azionato di conseguenza in modo da garantire il raggiungimento della temperatura limite di ingresso in caldaia di 730°C da parte dei gas di scarico. Si tratta anche questo di uno scenario invernale in cui il motore viene regolato per limitare il suo output elettrico. Questa condizione potrebbe verificarsi in momenti della giornata in cui il PUN [€/MWh] (prezzo unico nazionale a cui viene venduta l’energia elettrica alla borsa) si porta a valori troppo bassi. Il prezzo soglia sotto il quale non è più conveniente produrre energia elettrica in eccedenza a quella richiesta dall’utenza aeroportuale è identificato dal costo di produzione del sistema ripartito sul MWh. Verrà illustrato più avanti nell’elaborato il criterio di calcolo di questo prezzo soglia. Esso verrà comparato con quello dell’attuale unità cogenerativa e si
discuterà quali saranno i benefici che il nuovo motore potrà portare sotto questo aspetto. Le caldaie ausiliarie entrano perciò in funzione in questo tipo di situazione con valori del PUN bassi oppure quando la potenza termica richiesta al teleriscaldamento eccede quella
massima erogabile dai motori. Le simulazioni sulle quale ci si è basati per ricavare i parametri di portate e temperature in ingresso alla caldaia a recupero e conseguentemente i valori di UA, cioè i parametri di input del modello numerico, per questo scenario sono tre, ovvero:
- Motore 100% + pf 100% - Motore 75% + pf on (6405 KW) - Motore 50% + pf on (3853 KW)
Si è quindi proceduto con il calcolo delle condizioni intermedie a quelle sopra citate, ovvero con il motore regolato dal 50% al 100% con uno step del 5%. Per il secondo e terzo caso il carico del post-firing è rispettivamente al 69% ed al 41,5%.
Tali scenari sono stati adoperati per determinare le diverse portate di gas combusti,
necessarie per la definizione dei coefficienti globali di scambio termico e la risoluzione dei bilanci energetici, assieme alla determinazione della temperatura dei gas di scarico in
ingresso alla caldaia a recupero. In tutti e tre gli scenari di thermoflex analizzati per questo scenario, si nota che è necessaria
l’aspirazione di ulteriore aria comburente in ingresso al post-combustore. Anche per questo parametro si è condotta una interpolazione per le condizioni intermedie di funzionamento del motore.
Figura 3.2 Curva portata di ricircolo scenario 2
Nella sovrastante figura si mostra la curva della portata di ricircolo al variare del carico del motore. Il punto più in alto a destra rappresenta la condizione di post-combustore al 100% e motore al 100% con una portata di 59,5 kg/s. Per il motore al 50% la portata ricircolata risulta molto piccola, pari a 3,14 kg/s. La curva di regolazione della portata presenta un andamento pressoché lineare.
Si ricorda che anche in questo scenario la portata entrante nel circuito di raffreddamento del motore è costante. Si riporta infine per questo scenario la curva potenza elettrica – potenza termica.
0 10 20 30 40 50 60 70 50% 55% 60% 65% 70% 75% 80% 85% 90% 95% 100% Carico motore
m,ric [Kgh2o/s]
0 5000 10000 15000 20000 25000 5146 5672 6198 6727 7258 7790 8310 8829 9348 9868 10387Pth [KW]
Pel [KW]
57 Questa curva mostra, al variare del carico del motore, quale sia la massima potenza termica raggiungibile grazie al contributo del post-combustore che riscalda i gas combusti in ingresso alla caldaia a recupero sino a 730 °C.
3.1.3 Scenario 3): Motore al 100% + pf regolato
Per questo scenario si è studiato il funzionamento del sistema cogenerativo con il motore acceso al 100% e il post-combustore regolato dal suo step minimo del 7% sino al 100%. Si tratta anche questo di uno scenario invernale, o al più di mezza stagione, in cui sia richiesto di regolare la potenza termica seguendo il fabbisogno dell’utenza, mantenendo il motore alla massima potenza elettrica erogabile. Osservando le tre simulazioni inerenti a questo scenario, ossia:
- Motore 100% + pf 100% - Motore 100% + pf 50% - Motore 100% + pf 7%
Si è notato che per un carico del post-combustore del 50% non è necessaria l’aspirazione di ulteriore aria comburente. Ciò accade perché la quantità di ossigeno presente nei fumi risulta essere sufficiente per la combustione nel post-firing. Si ricorda infatti che il motore opera con combustione magra e perciò una buona parte dell’ossigeno non viene convertito nella prima fase di combustione all’interno del motore. Tuttavia per un carico del pf del 100% è necessaria l’aspirazione di ulteriore aria comburente. Quindi è stato necessario procedere nel calcolo dello step minimo di regolazione per il quale occorra nuova aria comburente in modo da non alimentare il post-firing con un difetto di ossigeno. È stato necessario compiere questa operazione, in quanto il modello numerico sviluppato richiede
in input la portata di gas combusti entranti nella caldaia a recupero e la loro temperatura. Nota la composizione molare dell’aria secca ( 78% 𝑁x, 21% 𝑂x,1% Ar), la sua massa
molecolare pari a 28,96 kg/kmol è ora necessario definire la composizione molare del gas naturale utilizzato presso la centrale di Linate.
Per compiere tale operazione è stato necessario consultare i bollettini redatti dalla società SNAM S.p.A. (Società Nazionale Metanodotti), che rifornisce la centrale del combustibile utilizzato dalle sue macchine. Tali bollettini sono il risultato di analisi cromatografiche effettuate sul condotto che trasporta il gas naturale presso la centrale di Linate.
Essi vengono redatti giorno per giorno e mese per mese, in quanto la composizione del gas subisce delle variazioni, seppure lievi, giorno per giorno e addirittura ora per ora.
Una volta collezionato tali dati, si è quindi proceduti con il calcolo delle composizioni medie mensili e poi di quella annuale del gas naturale che è stato consumato dai motori e caldaie della centrale nell’anno 2018.
CH4 C2H6 N2 C02 composizione
semplificata 94,40% 4,00% 0,90% 0,70%
Tabella 3.2 Composizione semplificata molare gas naturale 2018
La composizione molare sopra mostra, è stata definita semplificata in quanto è stata ragionevolmente trascurata la presenza di alcuni componenti quali: propano 𝐶y𝐻è , n-butano (𝑛 − 𝐶z𝐻cÄ), iso-butano (𝑛 − 𝐶z𝐻cÄ), n-ciclopentano (𝑛 − 𝐶Å𝐻cx) e iso-ciclopentano (𝑖 − 𝐶Å𝐻cx) presenti solo in minima parte.
È stato studiato a titolo di esempio il caso di motore al 100% e post combustore spento, di cui è nota la concentrazione molare dell’ossigeno allo scarico del camino, grazie alla relativa simulazione thermoflex.
Si è trascurata in modo ragionevole la variazione della composizione chimica a seguito del trattamento dei fumi nel sistema SCR+OXI, la quale non ha un peso rilevante per questo tipo di studio. La reazione di combustione del gas naturale nel motore è descritta dalle due seguenti reazione di combustione del metano e dell’etano:
𝐶𝐻z + 2 𝑂x ↔ 𝐶𝑂x + 2 𝐻x 𝑂 (3.1) 𝐶x𝐻Æ + 7/2 𝑂x ↔ 2𝐶𝑂x + 3 𝐻x 𝑂 (3.2) Non sono qui riportati nelle reazioni i componenti inerti (𝑁x, Ar, 𝐶𝑂x ) inoltre è presente anche l’ossigeno in eccesso non reagito a valle delle reazioni di combustione.
Una volta che si aveva a disposizione la composizione molecolare è stato possibile definire la massa molecolare dei due flussi reagenti:
𝑀𝑚 = _ìs𝑥_∗ 𝑀𝑚_
_ìc (3.3)
Dove 𝑥_ rappresenta la frazione molare della specie i-esima contenuta nella miscela di aria comburente o gas naturale.
Dopodiché, noti i valori delle portate, presenti nella simulazione di thermoflex, si è proceduto con il calcolo della portata molare di gas naturale e aria comburente secondo la seguente formula:
59 Si è poi proceduto con il calcolo del flusso molare delle singole specie entranti nel motore per ognuna delle due sostanze reagenti, indicato in figura come n,in.aria e n,in,gn e n,in che rappresenta la somma dei due contributi per ogni specie chimica.
La formulazione utilizzata in questo caso è:
𝑛_s,_ = 𝑛, 𝑖𝑛 ∗ 𝑥_ (3.5) Si è risolto come mostrato in la reazione di combustione al fine di calcolare la
composizione dei gas combusti e quindi la loro massa molecolare. Per ogni specie si è eseguito il seguente bilancio:
𝑛pKE,_ = 𝑛_s,_+ 𝜈_,c∗ 𝜆c+ 𝜈_,x∗ 𝜆x (3.6)
Nella quale 𝜈_ rappresenta il coefficiente stechiometrico del componente i (pari a zero per gli inerti, minore di zero per i reagenti e maggiore di zero per i prodotti) , dove il pedice “1” è riferito alla reazione di combustione del metano e il pedice “2” si riferisce ala reazione di combustione dell’etano.
Invece, 𝜆 è il grado di avanzamento della reazione, anch’esso definito per ognuna delle due reazioni di combustione.
𝑥_,pKEè la frazione molare in uscita dell’elemento i.
Si è risolta questo problema chimico ipotizzando la totale combustione del gas naturale, e quindi una completa combustione sia del metano che del etano.
Tale ipotesi è del tutto ragionevole per un sistema di combustione magra altamente
avanzate come questo, dove si registra nelle simulazioni di thermoflex una concentrazione molare di ossigeno al camino pari a 9,693 % con motore al 100% di carico e post-
combustore spento.
In questo modo è stato possibile determinare il valore della prima coordinata di reazione, imponendo la concentrazione di metano all’uscita pari a zero, ed allo stesso modo la seconda con l’annullamento della frazione molare di etano allo scarico.
Tabella 3.3 Risoluzione reazione di combustione con motore al 100%
Si nota in Tabella 3.3 come la concentrazione di ossigeno allo scarico del motore sia del tutto simile a quanto ci si aspettava di ottenere, ovvero 9,70% contro il 9,693% riportato sulla relativa simulazione di thermoflex.
Ora si hanno a disposizione tutti i termini necessari per la definizione della massa molecolare dei gas combusti del motore.
Essa è stata infine determinata tramite la formula (3.3) precedentemente introdotta, riferendosi alla composizione molare in uscita (n,out).
Il suo valore calcolato è di: 28,383 kg/Kmol.
Per carichi differenti del motore, il valore di concentrazione di ossigeno nei fumi al camino riportati nelle simulazioni di thermoflex rimane costante. Ciò significa che si manterrà
dunque invariata anche la composizione dei gas combusti in uscita. Questo è stato verificato e confermato simulando il processo di combustione
precedentemente mostrato, questa volta dando in input i differenti valori di portata di aria
comburente e gas naturale per differenti carichi del motore. Note le frazioni molari e le masse molecolari si è proceduto nel calcolo delle frazioni
massiche sia dei gas combusti che dell’aria secondo la formula: 𝑦_ = 𝑥_ ï<C
ï<ËC›œ:;š (3.7) Questo passaggio è stato necessario per procedere al calcolo del rapporto tra la massa di ossigeno in ingresso al post-combustore, contenuta nella nuova aria comburente aspirata e la massa di combustibile:
61 𝜆u` = 𝑚𝑔𝑐∗ðÛ©,gœO𝑚𝑎𝑟𝑖𝑎∗ðÛ©,šVCš
𝑚𝑔𝑛
ŸkÛ©
ŸkgD (3.8) La portata di ossigeno totale è stata determinata come somma dell’ossigeno contenuto nei gas combusti più quello contenuta nell’eventuale aria comburente aggiuntiva. Il valore di questo rapporto calcolato per la simulazione con motore al 100% e pf al 100% è pari a 10,973. Questo rappresenta il minimo rapporto ossigeno combustibile richiesto al post-combustore. Risulta infatti poco sensato che in questo componente sia alimentato da un eccesso d’aria appositamente aspirata a valle della combustione del motore, la quale comporterebbe una diminuzione della temperatura dei gas di scarico in ingresso alla caldaia a recupero inficiando il recupero termico. Perciò, mantenendo invariato il suddetto rapporto è stato possibile trovare la massima portata di gas naturale in ingresso al post-combustore, ovvero il massimo carico del post- firing che non richiede nuova aria comburente, fissato il carico del motore al 100% e
quindi nota la portata di ossigeno. Il valore che si è ottenuto dall’equazione (2.20) ponendo nulla la portata di nuova aria
comburente è stato di 0,153 ŸkgD
• . A questa portata corrisponde un carico del post-
combustore del 76,61%, in quanto la portata di gas naturale in entrata al post-firing in condizioni di carico nominale è pari a 0,2 Ÿk•gD. Alla luce di questo risultato è stato possibile calcolare l’andamento della portata in
ingresso alla caldaia a recupero e la sua temperatura con carico del motore al 100% e post- firing regolato. Per quanto riguarda la portata dei gas combusti, essa è stata determinata come somma dei gas provenienti dal motore, del gas naturale aggiunto per la post-combustione ai diversi carichi. Poi, a partire dal 76,61%di carico è stato sommato anche il contributo dell’aria comburente in aggiunta, il cui valore è stato interpolato partendo da zero al 76,61%fino ad arrivare ai 2,23 kg/s con post-firing al 100%. Per ciò che concerne la temperatura, si sono invece suddivisi due distinti tratti di
interpolazione. Un primo tratto, come mostrato nel grafico in Figura 3.4 Andamento temperatura di ingresso in caldaia per differenti carichi del post combustore con motore al 100%, compreso tra il 7% ed il 76,61%
Figura 3.4 Andamento temperatura di ingresso in caldaia per differenti carichi del post combustore con motore al 100%
In questo primo range operativo del post-firing non si ha ingresso di nuova aria comburente, si è perciò mantenuto un andamento lineare di temperatura seguendo il coefficiente angolare della retta di interpolazione ottenuta dalle simulazioni che si
disponevano con carichi del 7% e 50%. Il secondo tratto invece è compreso tra il 76,61% ed il 100% ed è caratterizzato da una
pendenza decisamente minore. Infatti, l’aspirazione di nuova aria comburente a
temperatura ambiente garantisce sì maggiore portata di gas caldi in ingresso in caldaia, ma compie un raffreddamento della portata di gas in ingresso al post-combustore. Ciò si traduce in un minore innalzamento della temperatura dei gas combusti utilizzati per riscaldare il fluido termovettore della rete di teleriscaldamento. Allo stesso modo dello scenario precedente si sono calcolati i coefficienti globali di
scambio termico, moltiplicati per le rispettive superfici, dalle correlazioni con la portata dei gas di scarico. Come per gli altri scenari si riporta l’andamento della portata di ricircolo necessaria a
garantire la temperatura di mandata richiesta alla rete di teleriscaldamento, pari a 110°C, e
nota la temperatura di ritorno di 70°C. La portata è quindi regolata seguendo i diversi carichi del post-combustore. Si ricorda che
la portata entrante nei circuiti di raffreddamento del motore rimane invariata, come è invariato il carico del motore. L’andamento di questo parametro è riportato nella seguente figura.
63
Figura 3.5 Curva di regolazione portata scenario 3
Il suo valore varia tra i 8,5 kg/s per il post-combustore regolato al 7 % e come per lo scenario precedente arriva a 59,5 kg/s. Si nota perciò come le portate di acqua in gioco siano molto simili per i due scenari, essendo fissata quella di raffreddamento del motore a 54,53 kg/s.Per ultimo si riporta anche la curva potenza elettrica-potenza termica derivante da questo scenario:
Figura 3.6 Curva potenza elettrica – potenza termica scenario 3
Si tratta perciò di una retta parallela all’asse verticale caratterizzata da un valore costante di potenza elettrica. Mentre la potenza termica, calcolata come calore ceduto alla rete di
teleriscaldamento, passa da 10615 KWth con il post-firing regolato al minimo a 19189