Dipartimento di Ingegneria Civile e Industriale
C
ORSO DI
L
AUREA
M
AGISTRALE IN
I
NGEGNERIA
M
ECCANICA
Relazione per il conseguimento della Laurea Magistrale in
Ingegneria Meccanica
Analisi di soluzioni per
l’incremento delle prestazioni di un
estrattore gas geotermico
Candidati:
Alessio Barbarini
Filippo Simoncini
Relatori:
Prof. Ing. Luigi Martorano
Dott. Ing. Marco Antonelli
L’obiettivo del presente lavoro è quello di trovare una o più soluzioni tec-niche in grado di garantire un incremento della pressione di mandata per un estrattore gas centrifugo istallato in un impianto geotermoelettrico da 20 MW per il mantenimento del vuoto al condensatore. Si prendono in consi-derazione due diverse soluzioni: la prima basata sulla modifica di parametri geometrici dell’estrattore quali le altezze palari in ingresso ed in uscita dal-le giranti, l’altra incentrata sul raffreddamento dei gas endogeni elaborati dal corpo di alta pressione attraverso l’iniezione di acqua nebulizzata. La logica utilizzata per le varie soluzioni di upgrading prevede un approccio iniziale teorico-analitico finalizzato alla comprensione dei principi fisici che ne stanno alla base. Per fare è stato implementato un foglio di calcolo Ex-cel validato in termini di pressioni e temperature attraverso il confronto con dati sperimentali ricavati mediante il sistema di telerilevamento del parco geotermico di Larderello. In questo modo si ricavano dei risultati che forni-scono una prima stima degli effetti prodotti dai vari interventi da utilizzare come base per le successive simulazioni CFD. I modelli CAD dei volumi fluidi sono stati realizzati mediante il software SolidWorks 2012, le mesh tramite il programma dedicato Gambit 2.4.6 mentre le analisi fluidodinamiche sono state condotte con il software Fluent 14. Le simulazioni relative alle modifi-che geometrimodifi-che dell’estrattore gas sono state condotte in regime stazionario andando a considerare come parametri significativi le temperature, le pres-sioni ed i triangoli delle velocità; al contrario il processo di iniezione, per la natura discreta della fase inserita, ha richiesto un’analisi in transitorio finalizzata alla valutazione della percentuale di acqua evaporata rispetto a quella iniettata.
The objective of this work is to find one or more technical solutions able to ensure an increase of the discharge pressure for a gas centrifugal extractor installed in a 20MW geothermal power plant to maintain the vacuum in the condenser. We consider two different solutions: the first based on the varia-tion of the geometric parameters of the extractor such blades’ heights of the impellers, the other focused on the cooling of the endogenous gases crossing the body of a high pressure by the injection of water spray. The logic used for the various upgrading solutions provides an initial theoretical and an-alytical approach aimed at understanding the physical principles on which they are founded. To do that we have implemented an Excel spreadsheet validated in terms of pressures and temperatures by comparison with exper-imental data obtained by remote sensing system of Larderello’s geothermal park . In this way we obtained results that provide an initial estimate of the effects produced by the various interventions used as basis for the sub-sequent CFD simulations. The CAD models of fluid volumes are made using SolidWorks 2012, the mesh by the dedicated program Gambit 2.4.6 while the fluid dynamics analyzes are conducted with Fluent 14. The simulations related to the geometric improvements of the gas extractor are conducted in steady conditioins considering as significant parameters temperatures, pressures and velocity triangles; instead, for the discrete nature of the phase inserted, the injection process required a transient analysis aimed to evalu-ate the percentage of evaporevalu-ated wevalu-ater than injected.
Elenco delle figure vii
Elenco delle tabelle xi
Lista dei simboli xiii
1 Introduzione 1
2 Centrali Geotermoelettriche 3
2.1 Classificazione dei sistemi geotermici . . . 3
2.2 Impianti geotermici per la produzione di energia elettrica . . . 4
2.3 Parco geotermoelettrico di Larderello . . . 5
2.3.1 Schema di una centrale da 20 MW . . . 5
2.4 Impianto AMIS . . . 7
3 Descrizione dell’Estrattore Gas Tosi M-1R 8 3.1 Componenti principali del gruppo . . . 9
3.2 Particolarità costruttive dell’estrattore gas . . . 10
3.2.1 Casse dei due corpi . . . 11
3.2.2 Componenti statorici . . . 12
3.2.3 Componenti rotorici . . . 15
3.2.4 Refrigerante Gas . . . 16
3.2.5 Sistema antipompaggio . . . 18
3.3 Descrizione degli assetti dell’EG . . . 19
3.3.1 Assetto 1 . . . 20
3.4 Dati di targa dell’EG . . . 20
4 Analisi teorica dell’EG Tosi M-1R 24 4.1 Analisi EG nella configurazione da manuale . . . 24
4.1.1 Calcolo dei rapporti di compressione . . . 25
4.1.2 Valutazione delle portate dei singoli stadi . . . 29
4.1.3 Coefficienti caratteristici di stadio . . . 32
4.1.4 Rendimento politropico e prevalenza politropica di stadio 38 4.1.5 Verifiche fluidodinamiche di stadio . . . 40
4.1.6 Potenza assorbita dal compressore . . . 43
4.2 Validazione del foglio di calcolo . . . 43
4.3 Analisi EG con aumento della pressione di mandata . . . 46
5 Potenziamento geometrico dell’EG 52 5.1 Pale di prerotazione o IGV . . . 53
5.2 Potenziamento geometrico . . . 57
5.2.1 Analisi di sensibilità . . . 58
5.2.2 Modifiche al moltiplicatore di giri . . . 61
5.2.3 Logica seguita per il dimensionamento . . . 66
5.3 Potenziamento geometrico con IGV ottimizzato . . . 74
5.3.1 Modifiche al moltiplicatore di giri . . . 76
5.3.2 Modifiche geometriche al corpo di BP . . . 76
5.3.3 Analisi teorica IGV ottimizzato . . . 80
5.3.4 Scelta delle soluzioni . . . 85
5.3.5 Progettazione di massima degli IGV ottimizzati . . . . 89
6 Inserimento di acqua nebulizzata 92 6.1 Obiettivo dell’upgrading . . . 92
6.2 Compressione interrefrigerata . . . 93
6.3 Potenziamento del compressore . . . 96
6.3.1 Vincoli . . . 97
6.3.2 Condizioni termodinamiche dei gas endogeni . . . 98
6.3.3 Condizioni termodinamiche dell’acqua iniettata . . . . 99
6.4 Fase di inserimento . . . 99
6.5.1 Modello 1: Prevalenza costante . . . 108
6.5.2 Modello 2: Aggiornamento della prevalenza . . . 108
6.5.3 Risultati dei modelli . . . 111
6.6 Condizioni di iniezione nella cassa . . . 115
6.6.1 Pressione di iniezione . . . 117
6.7 Processo di iniezione ed atomizzazione . . . 118
6.7.1 Metodi per atomizzazione dei liquidi . . . 119
6.7.2 Fisica dell’atomizzazione . . . 120
6.7.3 Break-up primario . . . 124
6.7.4 Break-up secondario . . . 124
6.7.5 Evaporazione della goccia . . . 126
7 Simulazioni Fluent 134 7.1 Introduzione alla CFD . . . 134
7.1.1 Modelli fisici . . . 138
7.1.2 Solutore e metodi numerici . . . 148
7.2 Descrizione del modello CAD . . . 152
7.3 Simulazioni degli upgrading geometrici . . . 158
7.3.1 Configurazione da manuale . . . 158
7.3.2 Aumento della pressione di mandata senza modifiche . 166 7.3.3 Modifiche geometriche . . . 168
7.3.4 IGV ottimizzati . . . 175
7.3.5 Simulazioni stadi BP e MP . . . 179
7.4 Simulazioni unpgrading iniezione H2O . . . 183
7.4.1 Due punti di iniezione . . . 183
7.4.2 Raggiera con 10 punti di iniezione . . . 184
8 Analisi dei risultati e conclusioni 194 8.1 Possibili sviluppi futuri . . . 199
A Schemi di montaggio 203 A.1 Schemi Impianto AMIS . . . 203
A.2 Schemi esterni dell’Estrattore Gas Tosi M-1R . . . 203
A.3 Schemi dei rotori dei corpi BP e AP . . . 204
B Curve caratteristiche 214
C Modellazione in ambiente Gambit 219
C.1 Modellazione dei vani palari . . . 220
C.2 Modellazione dei volumi fluidi assialsimmetrici . . . 223
C.2.1 Canali di Andrew . . . 224
C.2.2 Raccordo a monte del canale di ritorno . . . 224
C.2.3 Componenti a monte delle giranti di BP, MP ed AP2 . . 226
C.3 Modellazione aspirazione e mandata dei vari stadi . . . 227
C.3.1 Ingresso del corpo di AP . . . 227
C.3.2 Chiocciola di aspirazione dello stadio AP1 . . . 228
C.3.3 Mandata dello stadio AP2 . . . 228
C.3.4 Aspirazione e mandata degli stadi MP e BP . . . 230
D Modellazione in ambiente Fluent 231 D.1 Modello per simulazione del processo di compressione . . . 231
D.2 Modello per simulazione del processo di iniezione . . . 236
E Tabelle termodinamiche 241
Bibliografia 244
2.1 Schema di una centrale da 20 MW. . . 5
3.1 Schema di montaggio dell’Estattore Gas Tosi in assetto 4. . . . 10
3.2 Complessivo CAD casse dell’EG . . . 12
3.3 Complessivi CAD componenti statorici . . . 13
3.4 Modello CAD dell’IGV . . . 14
3.5 Complessivi CAD rotori . . . 15
3.6 Schema costruttivo del refrigerante gas. . . 17
3.7 Verso di rotazione delle ruote modulo 9 e modulo 11. . . 20
3.8 Schema degli assetti dell’EG . . . 23
4.1 Girante vista dall’alto con triangoli delle velocità. . . 33
4.2 Effetti del moto rotatorio nei vani palari . . . 37
4.3 Curva caratteristica compressore . . . 47
4.4 Variazione angolo β1 in seguito all’aumento di p2,AP 2 . . . 50
5.1 Applicazione IGV per riduzione w1 . . . 55
5.2 Angolo α di rotazione del flusso in ingresso alla girante AP1. . 55
5.3 Esempio di applicazione dell’IGV Tosi. . . 56
5.4 Schema di una girante e dimensioni caratteristiche . . . 58
5.5 Schema moltiplicatore di giri . . . 62
5.6 Logica di dimensionamento delle giranti . . . 75
5.7 Effetti IGV per avere flusso assiale . . . 81
5.8 Triangoli delle velocità in ingresso per α 6= 0 e per u aumentata 82 5.9 Effetti prodotti da due tipologie di IGV ottimizati. . . 83
5.10 Angolo α∗ dato dall’IGV ottimizzato . . . . 84
5.11 Modello dell’IGV Tosi . . . 89
5.12 Angoli α0 ed α∗. . . . 90
6.1 Lavoro di compressione rev. in un compressore . . . 94
6.2 Schema compressore bistadio interrefrigerato . . . 95
6.3 Compressione multistadio . . . 95
6.4 Compressione adiabatica multistadio interrefrigerata . . . 96
6.5 Punti di iniezione . . . 97
6.6 Schema di scambiatore a due entrate ed un’uscita. . . 100
6.7 Diagramma passaggio di stato H2O . . . 101
6.8 Andamento di psat, pvap e Tmisc al variare di GH2O . . . 107
6.9 Logica di funzionamento secondo modello di calcolo . . . 112
6.10 Andamento di p2,AP 2 in funzione di GH2O . . . 114
6.11 Andamento di ηpol2,AP 2 in funzione di GH2O . . . 115
6.12 Andamento di T1,AP 2e T2,AP 2 al variare di GH2O . . . 116
6.13 Classificazione degli atomizzatori. . . 121
6.14 Schema delle forze aerodinamiche all’interfaccia liquido-gas. . 123
6.15 Break-up secondario in funzione di We . . . 127
6.16 Schema della goccia per l’analisi di evaporazione. . . 128
6.17 Andamento tvap(D) . . . 132
7.1 Differenze tra moto laminare e turbolento. . . 139
7.2 Schema operativo del solutore segregated. . . 150
7.3 Cella bidimensionale triangolare . . . 151
7.4 Logica di funzionamento di un software CFD. . . 153
7.5 Modello CAD corpo di BP . . . 154
7.6 Modello CAD corpo di AP . . . 155
7.7 Volumi fluidi stadio BP elaborati dall’estrattore gas. . . 156
7.8 Volumi fluidi stadio MP elaborati dall’estrattore gas. . . 156
7.9 Volumi fluidi corpo AP elaborati dall’estrattore gas. . . 157
7.10 Residui configurazione da manuale . . . 159
7.11 Punti di controllo per giranti . . . 161
7.12 Profili campo di velocità configurazione da manuale . . . 162
7.14 Andamento campo di pressione configurazione da manuale . . 164
7.15 Residui con pressione aumentata . . . 167
7.16 Andamento campo di velocità con pressione aumentata . . . . 169
7.17 Andamento campo di pressione con pressione aumentata . . . 170
7.18 Canale di Andrew . . . 171
7.19 Residui modifiche geometriche senza convergenza . . . 171
7.20 Residui modifiche geometriche . . . 172
7.21 Andamento campo di velocità con modifiche geometriche . . . 176
7.22 Andamento campo di pressione con modifiche geometriche . . 177
7.23 Andamento campo di velocità girante IGV beta . . . 180
7.24 Andamento campo di velocità girante IGV beta . . . 181
7.25 Campo di pressione corpo BP . . . 182
7.26 Andamento della temperatura iniezione, 2 punti di inieizione 185 7.27 Caratteristiche iniettori . . . 186
7.28 Residui iniezione . . . 187
7.29 Punti di iniezione . . . 188
7.30 Erosione delle pale . . . 189
7.31 Andamento della temperatura durante iniezione, raggiera . . 191
7.32 Traiettore gocce d’acqua . . . 192
8.1 Andamento della pressione nei vari stadi. . . 196
8.2 Percentuale di vapore generato. . . 198
8.3 Portata di vapore-diametro gocce. . . 199
8.4 Portata percentuale di vapore-diametro gocce. . . 200
A.1 Schema globale dell’impianto AMIS. . . 206
A.2 Schema sezione mercurio (fredda) AMIS. . . 207
A.3 Schema sezione acido solfidrico (calda) AMIS. . . 207
A.4 Vista in pianta del compressore M-1R. . . 208
A.5 Vista in A del compressore M-1R. . . 209
A.6 Vista in B del compressore M-1R. . . 209
A.7 Vista in A del compressore M-1R. . . 210
A.8 Vista in D del compressore M-1R. . . 210
A.9 Vista in sezione del rotore di BP in assetto 4. . . 211
A.11 Tubazione antipompaggio e schema. . . 213
A.12 Schema di regolazione del sistema antipompaggio. . . 213
B.1 Curva caratteristica per p=1,1 bar e PM=35 kg/kmol . . . 215
B.2 Curva caratteristica per p=1,1 bar e PM=40 kg/kmol . . . 216
B.3 Curva caratteristica per p=1,1 bar e PM=42,95 kg/kmol . . . 217
B.4 Curva caratteristica per p=1,1 bar e PM=44 kg/kmol . . . 218
C.1 Vano palare della girante dello stadio AP1. . . 221
C.2 Realizzazione della mesh del vano palare . . . 222
C.3 Mesh finale di un singolo vano palare. . . 223
C.4 Boundary layers per canale di Andrew stadio AP1 . . . 224
C.5 Boundary layers per curva di raccordo . . . 225
C.6 Boundary layer per curva di raccordo . . . 226
C.7 Boundary layers e mesh curva di ritorno . . . 226
C.8 Mesh bocche di aspirazione . . . 227
C.9 Mesh chiocciola di aspirazione dello stadio AP1 . . . 229
C.10 Mesh mandata stadio AP2 . . . 229
C.11 Mesh mandata stadio MP . . . 230
D.1 Modello Fluent complessivo . . . 233
E.1 Tabella vapor saturo pag.1 . . . 242
3.1 Assetti dell’EG . . . 9
3.2 Denominazione dei componenti del refrigerante gas. . . 17
3.3 Dati di targa dell’Estrattore Gas Tosi M-1R. . . 21
3.4 Condizioni di funzionamento stadio BP . . . 21
3.5 Condizioni di funzionamento stadio MP . . . 21
3.6 Condizioni di funzionamento RG . . . 22
3.7 Condizioni di funzionamento stadio AP1 . . . 22
3.8 Condizioni di funzionamento stadio AP2 . . . 22
4.1 Pressioni e rapporti di compressione da manuale . . . 29
4.2 Portate massiche e volumetriche dei vari stadi. . . 32
4.3 Coefficienti caratteristici, rendimento e prevalenza . . . 40
4.4 Componenti di velocità, angoli β e numeri di Mach . . . 42
4.5 Potenza assorbita dai singoli stadi e dall’EG . . . 43
4.6 Dati di input ricavati dal sistema di telerilevamento. . . 45
4.7 Valori di output per la centrale RANCIA 1. . . 45
4.8 Valori di output per la centrale RANCIA 2. . . 45
4.9 Valori di output per la centrale PIANCASTAGNAIO 3. . . 46
4.10 Valori di output per la centrale PIANCASTAGNAIO 5. . . 46
4.11 Pressioni e rapporti di compressione con 1,049 bar e 1,3 bar . . 48
4.12 Portate massiche e volumetriche con p2,AP 2= 1,3 bar . . . 49
4.13 Componenti di velocità e angoli di attacco con p2,AP 2= 1,3 bar. 50 4.14 Confronto tra rendimenti politropici di stadio. . . 51
4.15 Confronto tra le potenze assorbite dall’estrattore gas. . . 51
5.1 Angoli α in ingresso ad AP1 con e senza IGV . . . 56
5.2 Analisi di sensibilità . . . 59
5.3 Dati caratteristici delle ruote dentate . . . 61
5.4 Soluzioni per ZAP = 52 . . . 65
5.5 Soluzioni per ZAP = 51 . . . 66
5.6 Soluzioni per ZAP = 50 . . . 67
5.7 Soluzioni dopo modifica di D1,BP e b2,BP . . . 69
5.8 Soluzioni dopo modifica di D1,M P e b2,M P . . . 70
5.9 Soluzioni dopo modifica di D1,AP 1e b2,AP 1 . . . 71
5.10 Soluzioni dopo modifica di D1,AP 2e b2,AP 2 . . . 72
5.11 Verifiche fluidodinamiche modifiche geometriche . . . 74
5.12 Effetti dell’IGV Tosi sugli angoli β1,AP 1 . . . 77
5.13 Soluzioni dopo modifica di D1,BP e b2,BP con IGV . . . 78
5.14 Soluzioni dopo modifica di D1,M P e b2,M P con IGV . . . 79
5.15 Riepilogo delle soluzioni con IGV ottimizzato . . . 86
5.16 Confronto degli angoli β1 . . . 87
5.17 Verifiche fluidodinamiche IGV β . . . 88
5.18 Verifiche fluidodinamiche IGV assiale . . . 88
5.19 Angoli α0 ed α∗ per i due tipi di IGV. . . . . 90
6.1 Caratteristiche chimico-fisiche dei gas elaborati . . . 98
6.2 Caratteristiche H2O all’iniezione . . . 99
6.3 Dati di partenza per calcolo delle pressioni parziali. . . 103
6.4 Parametri che influiscono sulla dimensione delle goccie. . . 123
6.5 Dati termodinamici per calcolo concentrazioni . . . 130
7.1 Grandezze bilanci di massa, quantità di moto ed energia. . . . 135
7.2 Caratteristiche delle varie particelle. . . 145
7.3 Denominazione dei volumi fluidi stadio BP. . . 153
7.4 Denominazione dei volumi fluidi stadio MP. . . 157
7.5 Denominazione dei volumi fluidi corpo AP. . . 157
7.6 Grandezze termodinamiche, configurazione da manuale . . . . 159
7.7 Velocità e angoli per la girante AP1 . . . 165
7.8 Velocità e angoli per la girante AP2 . . . 165
7.10 Grandezze termodinamiche con modifiche geometriche . . . . 173
7.11 Velocità e angoli per la girante AP1 con modifiche geometriche 173 7.12 Velocità e angoli per la girante AP2 con modifiche geometriche 174 7.13 Grandezze termodinamiche con IGV assiale . . . 178
7.14 Grandezze termodinamiche con IGV beta . . . 178
7.15 Grandezze termodinamiche BP e MP manuale . . . 179
7.16 Grandezze termodinamiche BP e MP modifiche geometriche. . 182
7.17 Iniettori, due punti di iniezione. . . 184
7.18 Dati per iniettori per QH2O = 45 kg/h . . . 187
7.19 Risultati simulazioni per QH2O = 45 kg/h . . . 189
7.20 Dati per iniettori per QH2O = 30 kg/h . . . 192
7.21 Dati per iniettori per QH2O = 15 kg/h . . . 193
7.22 Risultati simulazioni per QH2O = 30 kg/h . . . 193
7.23 Risultati simulazioni per QH2O = 15 kg/h . . . 193
A.1 Denominazione dei componenti del rotore BP. . . 205
Di seguito si riportano i simboli e i pedici che compaiono nel testo in ordine di apparizione nei vari capitoli. Se non vi sono variazioni del loro significato si considera valido quello adottato per i capitoli precendeti.
I simboli presenti nel Capitolo 7 non vengono riportati in quanto servo-no esclusivamente per illustrare i modelli di calcolo utilizzati dal software Fluent per risolvere le simulazioni fluidodinamiche.
Capitolo 4
Simboli Pedici
α Angolo compreso tra u e c a Aria
β Angolo compreso tra u e w AP Corpo di alta pressione ∆p Perdita di carico AP 1 Primo stadio alta pressione
η Rendimento AP 2 Secondo stadio alta pressione ω Velocià angolare [rad/s] BP Corpo bassa pressione
n Coefficiente medio politropica 0 Base pala girante aspirazione Φ Coefficiente di flusso 1 Aspirazione
τ Coefficiente di prevalenza 2 Mandata c Velocità assoluta EG Estattore Gas u Velocità tangenziale g Gas endogeni w Velocità relativa hub Base della pala
ξ Fattore di scorrimento M Meccanica
A Area med Punto medio della pala a Velocità del suono M P Stadio di media pressione b Altezza palare p Periferica
Cp Calore specifico a p costante pol Politropica
D Diametro r Radiale
dQ Variazione portata volumetrica RG Refrigerante Gas
fe Fattore di ingombro pale rif Configurazione di riferimento
G Portata massica s Numero effettivo pale g Accelerazione gravitazionale t Tangenziale
H Prevalenza teor. Teorico k Coeff. adiabatica isoentropica tip Tip della pala k0 Coeff. correttivo prevalenza tot Totale
L Lavoro v Vapore
M Numero di Mach z Numero finito di pale N Numero di pale ∞ Numero infinito di pale N Velocià di rotazione [rpm]
p Pressione P Potenza
P M Peso molecolare Q Portata volumetrica R Costante universale gas
r Rapporto di compressione T Temperatura
v Volume specifico
Capitolo 5
Simboli Pedici
α Angolo tra c e la direzione assiale in Ingresso α0 Angolo residuo M Ruota motrice α∗ Angolo di prerotazione
τ Rapporto di trasmissione d Diametro ruota dentata I Interasse
m Modulo
Capitolo 6
Simboli Pedici
βv Velocità evaporazione 0 Iniziale
µ Viscosità dinamica 1 Dopo riscaldamento ρ Densità c Centro della goccia σ Tensione superficiale evap Evaporazione α Diffusività termica g Gas
d Diametro fori cassa G Goccia
D Diametro goccia gas Miscela di gas elaborata D12 Coefficiente diffusione binaria H2O Acqua
E Rapporto ρg/ρl i Distanza infinita dalla goccia
F Rapporto µg/µl l Liquido
gm1 Conduttanza trasf. massa misc Miscela dopo iniezione
h Entalpia specifica re Reale
HR Umidità relativa risc Riscaldamento
jls Flusso di massa s Superficie della goccia
l Lavoro specifico sat Saturazione L Dimensione caratteristica vap Vaporizzazione Lp Numero Laplace wb Pseudo bulbo umido ml,e
Concentrazione specie l nel flusso esterno
ml,s
Concentrazione specie l sulla superficie di scambio
Re Numero di Reynolds s Spessore della pala Sc Numero di Schmidt Sh Numero di Sherwood
t Tempo
V Velocità relativa fluido/gas W Potenza termica
Capitolo
1
Introduzione
Lo sfruttamento delle risorse rinnovabili quali l’energia geotermica è diven-tato di fondamentale importanza sia per il progressivo esaurimento di com-bustibili fossili e del petrolio sia per motivi legati all’inquinamento ed al controllo di emissioni di CO2. Per Enel, leader nel settore dell’energia, la
produzione geotermoelettrica ricopre dunque un’elevata importanza strate-gica visto che garantisce un ritorno economico costante. Negli ultimi anni Enel ha puntato molto sul rinnovamento delle centrali per garantire rendi-menti più elevati ed ottenere i certificati verdi legati alla produzione di ener-gia da centrali ammodernate. La società, nell’ottica di cercare di sfruttare al meglio i pozzi di vapore già esistenti e garantire un migliore funzionamento dei macchinari in esercizio ha intrapreso una serie di interventi di modifica cercando di ottenere un aumento delle prestazioni senza dover necessaria-mente sostituire in maniera integrale impianti esistenti.
Nell’ottica di questi progetti si inserisce il presente lavoro che ha come obiet-tivo quello di cercare possibili soluzioni per il potenziamento delle prestazio-ni di un estrattore gas, componente presente negli impianti geotermici per rimuovere gas incondensabili dal condensatore e garantire quindi un eleva-to livello di vuoeleva-to.
Per prima cosa, dopo aver delineato il funzionamento generale di una cen-trale del parco geotermico di Lardello, si è andati a studiare nel dettaglio la funzione dell’Estrattore Gas Tosi M-1R descrivendo i componenti principa-li del gruppo e successivamente le varie configurazioni di funzionamento al variare della portata di gas da estrarre dal condensatore.
In seguito è stata effettuata un’analisi teorica dell’estrattore gas sfruttando la teoria monodimensionale di Eulero, basandosi sulla quale è stato realiz-zato un foglio di calcolo Excel altamente operativo che permette una com-prensione rapida ed efficace dei principali parametri di funzionamento del macchinaro. Il foglio di calcolo è stato validato sfruttando dati sperimentali ottenuti mediante strumenti di telerilevamento istallati in varie centrali. Oltre all’analisi della configuarazione base del macchinario, il committente ha richiesto la riprogettazione di alcune parti dello stesso in modo da ottene-re un aumento della pottene-ressione alla mandata passando dagli attuali 1,049 bar a 1,300 bar. L’incremento di pressione così ottenuto permetterebbe a Enel di eliminare una soffiante presente nell’impianto di abbattimento di mercurio ed idrogeno solforato (AMIS) posto a valle dell’estrattore ed, in questo modo, ridurre l’energia assorbita dall’impianto.
Tra i possibili interventi da poter realizzare il committente ha richiesto lo sviluppo di soluzione riguardanti:
• modifiche geometriche delle giranti dell’estrattore gas ed eventuale riprogettazione di un IGV;
• iniezione di acqua nebulizzata all’interno delle casse di alta pressione.
Entrambe le soluzioni sono state analizzate dal punto di vista analitico. Per le modifiche geometriche, sfruttando il foglio di calcolo Excel si è andati a verificare come i vari parametri gemetrici incidessero sulle prestazioni del-l’estrattore gas e successivamente si sono andati a modificare in modo tale da garantire sia la pressione richiesta che un comportamento corretto dal punto di vista fluidodinamico del macchinario. Per la soluzione riguardante l’iniezione di acqua invece è stata effettuata prima un’analisi termodinami-ca basata su bilanci di energia e successivamente un’analisi sulla cinetitermodinami-ca dell’evaporazione basata sulle equazioni di trasporto di massa ed energia. Per validare i risultati ottenuti mediante le analisi teoriche sono state rea-lizzate delle simulazioni fluidodinamiche mediante il software Fluent. Dai risultati ottenuti tramite le simulazioni è stato possibile trarre delle conclu-sioni in termini operativi su quale soluzione effettivamente implementare nelle varie centrali.
Capitolo
2
Centrali Geotermoelettriche
Nel presente capitolo vengono presentate le caratteristiche principali delle centrali geotermoelettriche soffermandosi successivamente sul parco geoter-mico di Larderello e sulla struttura di una centrale da 20 MW facente parte della zona geotermica in esame.
2.1
Classificazione dei sistemi geotermici
A seconda delle caratteristiche del fluido geotermico si possono distinguere varie tipologie di sistemi geotermici:
• Idrotermali (T > 100 °C);
• Geopressurizzati;
• Magmatici (600 °C > T > 350 °C)
• Rocce calde secche (350 °C > T > 200 °C)
A livello industriale gli unici sistemi sfruttabili sono quelli idrotermali che possono essere suddivisi a loro volta in sistemi ad acqua dominante (Tacqua >
100 °C) e in sistemi a vapore dominante (Tvapore > 200 °C e pvapore= 0,5 MPa −
1 MPa).
2.2
Impianti geotermici per la produzione di
energia elettrica
Il fluidogeotermico è caratterizzato da parametri fisici estremamente varia-bili: le pressioni oscillano tra i 2 e 20 bar e le temperature variano tra i 120 °C ed i 280 °C con una parte di gas incondensabili che oscilla tra il 2% ed il 12% del vapore stesso. Tali gas sono caratterizzati dalla presenza di CO2, H2S,
CH4, H2, N H3, Hg, ecc..
Esistono varie tipologie di impianti per lo sfruttamento del fluido geotermi-co:
• Singolo flash1: il fluido geotermico è prelevato in fase liquida,
lami-nato ed inviato in turbina dove viene fatto espandere. Il liquido viene successivamente reimmesso nel pozzo.
• Doppio flash: Il liquido saturo prodotto dalla prima operazione di flash è ulteriormente laminato per consentire la produzione di vapore aggiuntivo da inviare ad una turbina di bassa pressione. Si ottengono aumenti della potenza del 15 − 25%.
• Dry-Steam: Il fluido geotermico, prelevato da un pozzo a vapore domi-nante, è direttamente immesso in turbina senza subire alcun processo di laminazione. Si tratta di impianti costruttivamente meno complessi di quelli a flash.
• Binari: Il fluido geotermico è utilizzato esclusivamente come fluido termovettore con il compito di somministrare calore ad un fluido terzo, generalmente di natura organica, che evolve all’interno di un ciclo di potenza. Vengono utilizzati per sfruttare sorgenti geotermiche a bassa temperatura.
1Con il termine di flash si indica la trasformazione termodinamica che subisce un fluido quando è sottoposto ad un processo di laminazione dalla condizione di liquido saturo o sot-toraffreddato alla condizione di vapor saturo, caratterizzato dalla contemporanea presenza di una fase liquida ed una fase vapore in equilibrio.
2.3
Parco geotermoelettrico di Larderello
Il parco geotermico di Larderello è costituito da 35 gruppi di produzione elettrica i quali realizzano una potenza totale istallata di circa 810 MW, suddivisi in taglie variabili dai 10 MW ai 60 MW.
2.3.1
Schema di una centrale da 20 MW
Le centrali di Larderello sono impianti a condensazione: il fluido elaborato in turbina viene scaricato in un condensatore nel quale vige una pressione al di sotto di quella atmosferica (circa 0,07 bar-0,08 bar). Questo fa in modo che l’espansione del fluido di lavoro in turbina sfrutti un maggior salto entalpico permettendo di ottenere una maggior potenza sviluppata. In Figura 2.1 si riporta uno schema costruttivo di una centrale da 20 MW.
Figura 2.1: Schema di una centrale da 20 MW.
I processi principali che caratterizzano la produzione di energia elettrica in una centrale geotermica si possono riassumere nei seguenti punti
• Trattamenti primari sul fluido:
– Separazione vapore (eliminazione di eventuale particolato solido); – Lavaggio vapore (diminuzione acidità del vapore);
• Ciclo termodinamico in centrale:
– Espansione in turbina;
– Condensazione nel condensatore a contatto diretto;
– Estrazione del gas incondensabile dal condensatore mediante un compressore;
– Raffreddamento in torri di refrigerarzione (a tiraggio forzato o naturale) del vapore condensato e reiniezione.
• Trattamenti sulle correnti in uscita:
– Riduzione delle emissioni mediante un impianto di abbattimento (AMIS);
– Reinieizione del fluido geotermico.
I compressori per estrazione degli incondensabili sono fondamentali per un elevato rendimento delle centrali; il fluido di lavoro endogeno è costituito da vapore e gas incondensabili (prevalentemente CO2). Quindi la pressione
all’interno del condensatore è data dalla somma di due pressioni parziali
pcondensatore = pgas+ pvapore
Mentre la pressione del vapore dipende esclusivamente dal funzionamento della torre di raffreddamento, quella dei gas dipende dal buon funzionamen-to del’estratfunzionamen-tore gas il quale deve provvedere alla loro rimozione in modo tale da ridurre il più possibile la pressione al condensatore. Maggiore è il grado di vuoto al condensatore maggiore sarà il salto entalpico sfruttabile dall’e-spansione in turbina.
I compressori per estrazione degli incondensabili sono caratterizzati da al-ti rapporal-ti di compressione dovendo comprimere i gas dal grado di vuoto al condensatore di circa 0,07 bar fino a 1,1 bar allo scarico in atmosfera. Si utilizzano compressori centrigughi per limitare l’ingombro assiale e avere elevati rendimenti ottenuti sia con una ottimale profilatura delle giranti, sia con la refrigerazione intermedia del gas tra stadio e stadio. Ovviamente si richiede anche un buon rendimento dell’estrattore in modo tale da ridurre quanto più possibile la potenza assorbita dalla turbina a cui è collegato.
2.4
Impianto AMIS
L’impianto AMIS (Abbattimento Mercurio e Idrogeno Solforato) ha lo sco-po di ridurre le emissioni all’atmosfera di Hg e H2S contenenuti nei gas
incondensabili, attraverso:
• Rimozione del mercurio con sorbenti specifici;
• Ossidazione catalitica dell’H2S a SO2;
• Rimozione dell’SO2 attraverso l’acqua di torre con composti basici
na-turalmente presenti nel condensato (ammoniaca) o aggiunti (soda);
• Spostamento verso la fase gas dell’H2S presente nel condensato.
Per funzionare correttamente l’impianto ha bisogno di due soffianti denomi-nate K1 e K2. La prima serve a fornire la prevalenza necessaria a superare le perdite di carico presenti all’interno dell’impianto e permettere dunque il corretto moto del fluido. La soffiante K2 invece fornisce il quantitativo di os-sigeno necessario per effettuare le trasformazioni chimiche di abbattimento. In Appendice A.1 si riportano gli schemi costruttivi dell’impianto AMIS e la posizione delle due soffianti.
Approssimativamente la soffiante K1 deve produrre un aumento di pressio-ne di circa 150-200 mbar per permettere il funzionamento dell’impianto. I gas incondensabili in uscita dall’estrattore gas alla pressione atmosferica devo-no essere quindi ulteriormente compressi fidevo-no ad arrivare ad una pressione di 1,3 bar. È nell’interesse di Enel andare a ricercare delle possibili soluzioni che permettano di eliminare la soffiante K1 utilizzando il solo estrattore gas per garantire una pressione alla mandata superiore a quella atmosferica. Vanno visti in quest’ottica tutti i possibili upgrading proposti nel presente elaborato i quali hanno come obiettivo proprio l’aumento delle prestazioni dell’Estrattore Gas Tosi M1-R.
Capitolo
3
Descrizione dell’Estrattore Gas Tosi
M-1R
L’Estrattore Gas Tosi M-1R è il vero e proprio oggetto di studio del presente elaborato. Questa tipologia di compressore è istallato presso le centrali Enel da 20 MW e permette di rimuovere i gas incondensabili dal condesatore po-sto a valle della turbina a vapore delle centrali in esame.
Essendo il vapore elaborato dalle centrali una risorsa non costante nel tem-po anche la tem-portata di gas incondensabili da rimuove presenta andamenti non costanti. Pur essendo fluttuazioni molto lente nel tempo è comunque necessario poter contare su un compressore flessibile e versatile in grado di poter funzionare in più condizioni. Per questo l’Estrattore Gas Tosi M-1R è un compressore di tipo modulare ovvero è possibile cambiare a seconda delle condizioni di funzionamento le parti rotoriche ed alcune parti statoriche del complessivo. In particolare la Tosi ha previsto per il compressore in esame quattro possibili assetti che permettano di variare la portata elaborata fino al 75% rispetto a quella di progetto. I quattro assetti vengono riportati in Tabella 3.1.
Il cambio di assetto comporta un lavoro delicato ed è importante effettuarlo nel minor tempo possibile per ridurre i tempi di fermo dell’impianto. Come sarà descritto in seguito l’estrattore gas Tosi risponde bene a questa esi-genza grazie alla sua semplicità costruttiva rispetto ad altri estrattori gas utilizzati da Enel come l’Estrattore Gas SRL 903 Nuovo Pignone.
Assetto Portata Assetto 1 100% Assetto 2 75% Assetto 3 50% Assetto 4 25%
Tabella 3.1: Elenco dei possibili assetti attuabili sull’Estattore Gas Tosi M-1R.
3.1
Componenti principali del gruppo
Come riportato nel manuale costruttivo Tosi [2] il gruppo turbogeneratore-estrattore è costituito principalmente dalle seguenti parti:
• Alternatore, attualmente di costruzione Ansaldo, completamente revi-sionato;
• Turbina a vapore ad azione, attualmente di costruzione Ansaldo, che ha sostituito una turbina Tosi a reazione;
• Condensatore a miscela;
• Compressore estrattore di gas a 4 stadi costituito da due corpi, uno di bassa pressione (BP) ed uno di alta pressione (AP), che ruotano a diverse velocità azionati direttamente dalla turbina a vapore tramite un moltiplicatore di giri a due pignoni;
• Refrigerante gas intermedio, interposto tra il corpo di BP e il corpo di AP dell’estrattore gas, finalizzato alla refrigerazione dei gas compressi dal gruppo BP ed all’incremento del rendimento del corpo di AP;
• Sistema di lubrificazione, comune a quello del turbogeneratore;
• Sistema di tubazioni e valvole per la regolazione del limite del pom-paggio;
• Sistema completo di tubazioni e valvole per il circuito vapore, gas e acqua di refrigerazione;
3.2
Particolarità costruttive dell’estrattore gas
Come già accennato l’estrattore gas è costituito da due corpi fisicamente di-stinti i cui assi ruotano a velocità diverse. Come si vede in Figura 3.1 (dove è riportato in particolare un assetto 4) le varie giranti sono inserite all’in-terno di due casse statoriche affiancate e montate su un unico basamento metallico. All’interno dei due corpi è possibile individuare i vari stadi che
Figura 3.1: Schema di montaggio dell’Estattore Gas Tosi in assetto 4.
realizzano la compressione del fluido. Nel corpo di bassa pressione si distin-guono un primo stadio detto stadio BP, costituito a seconda degli assetti da una (singolo flusso) o due giranti (doppio flusso) poste in parallelo che
pro-ducono il primo incremento di pressione, ed un secondo stadio detto stadio MP costituito indipendentemente dall’assetto da una singola girante.
Il flusso in uscita dallo stadio BP viene convogliato mediante un crossover allo stadio MP e successivamente inviato mendiante una chiocciola di man-data al refrigeratore.
La geometria del corpo di alta pressione è simmetrica ovvero il flusso è di-viso in due portate identiche e fatto elaborare da due stadi posti in serie tra di loro, detti rispettivamente stadio AP1 e stadio AP2, costituiti da due giranti in parallelo. Il fluido in uscita dal refrigeratore entra mediante una chiocciola di aspirazione nello stadio AP1 per poi passare tramite dei cana-li di ritorno nello stadio AP2 e poi essere successivamente immesso nella chiocciola di mandata. Per ulteriori informazioni riguardanti la geometria esterna del compressore si faccia riferimento agli schemi riportati in Appen-dice A.2.
Gli alberi dei corpi di BP e AP sono supportati da cuscinetti idrodinamici montati sulle casse in ghisa le quali sono divise in due metà sul piano di mezzeria e realizzate per fusione. Il moltiplicatore di giri è esterno e tra-smette il moto agli alberi tramite giunti a denti, del tipo a campana, che consentono il recupero di piccoli disallineamenti tra gli alberi del compres-sore e gli alberi del moltiplicatore.
Le caratteristiche costruttive fanno del compressore Tosi una macchina di facile manutenzione fattore che ne velocizza e semplifica il cambio di assetto.
3.2.1
Casse dei due corpi
Le casse dei due corpi sono realizzate ciascuna in due metà flangiate sul piano di mezzeria.
Come si vede in Figura 3.2 (a) la cassa del corpo BP è provvista di due boc-che di aspirazione e di una bocca di mandata ricavate di fusione nella metà inferiore. Nella metà superiore sono ricavate le bocche di mandata del primo stadio (BP) e la bocca di aspirazione del secondo stadio (MP). I due stadi so-no collegati tramite un crossover che convoglia il gas tra il primo e il secondo stadio. Le bocche di mandata sono precedute da coclee ricavate di fusione con la cassa stessa.
(a) Corpo di bassa pressione. (b) Corpo di alta pressione
Figura 3.2: Complessivi CAD delle casse dei corpi di bassa ed alta pressione dell’Estrattore Gas Tosi M-1R.
metà inferiore di due bocche di aspirazione e nella metà superiore di una bocca di mandata a doppia uscita.
Le casse appoggiano ciascuna con quattro piedi su due supporti che a loro volta poggiano sul basamento metallico. Gli appoggi e i collegamenti tra le casse sono realizzati in modo da permetterne la dilatazione mantenendo inalterato l’allineamento dei rotori. Sulle parti inferiori delle casse sono pre-visti degli attacchi flangiati collegati alle tubazioni di drenaggio in modo da smaltire le eventuali condense che si formano tra uno stadio e l’altro.
3.2.2
Componenti statorici
All’interno delle casse sono presenti delle parti fisse rispetto ai due alberi i quali garantiscono la rotazione delle giranti di bassa e alta pressione. Tali componenti sono fondamentalmente i seguenti:
• Diffusori palettati
(a) Diffusore palettato. (b) Anello di tenuta.
(c) Canale di ritorno. (d) Canale di ritorno, vista in sezione.
Figura 3.3: Complessivi CAD dei principali componenti statorici presenti nelle casse di bassa e alta pressione.
• Canali di ritorno
I diffusori palettati sono posti a valle delle giranti e permettono di convo-gliare nel migliore dei modi il fluido nello stadio successivo o nelle coclee di mandata. In Figura 3.3 (a) viene riportato il modello CAD del diffusore po-sto a valle della prima girante dello stadio AP1 nel corpo di alta pressione. Per quanto riguarda il corpo di bassa pressione è presente un doppio dif-fusore palettato per le giranti dello stadio BP mentre per lo stadio MP la chiocciola di mandata stessa svolge la funzione di diffusore non palettato. Il fluido quindi una volta uscito dalla girante di media pressione viene
diret-tamente convogliato nella coclea di mandata e inviato al refrigeratore gas. Gli anelli di tenuta, un esempio dei quali è riportato in Figura 3.3 (b), sono posti in corrispondenza delle giranti dei due corpi con lo scopo di limitare il ricircolo di gas nei vani palari. Essi ricalcano fedelmente la forma esterna delle giranti con giochi nell’ordine del mm.
Nel corpo di alta pressione sono presenti due canali di ritorno palettati che permettono al fluido in uscita dal primo stadio AP1 di ricircolare all’interno della cassa stessa per poi essere convogliato nel succesivo stadio AP2 senza dover utilizzare delle tubiere come nel corpo di bassa pressione. In Figura 3.3 (c) è riportato il modello CAD del canale di ritorno mentre in Figura 3.3 (d) se ne fornisce una sezione in modo tale da evidenziare la presenza di pa-lette fisse all’interno del corpo.
Figura 3.4: Modello CAD dell’IGV .
Sempre all’interno del corpo di alta pressione è presente anche un IGV (In-let Guide Vanes) che può essere montato e smontato prima dello stadio AP1. L’IGV, un cui modello è riportato in Figura 3.4, è costituito da una serie di pale fisse che forniscono una prerotazione al fluido in ingresso alla girante del primo stadio di alta pressione raddrizzandolo. Per la descrizione par-ticolareggiata della funzione svolta dall’IGV si rimanda ai paragrafi 5.1 e 5.3.3.
3.2.3
Componenti rotorici
I rotori sono essenzialmente costituiti da un albero, dalle giranti, dalle bus-sole di rifermo ruote e da un disco compensatore dove necessario.
(a) Rotore di bassa pressione.
(b) Rotore di alta pressione.
Figura 3.5: Complessivi CAD dei rotori dei corpi di bassa ed altra pressione dell’Estrattore Gas Tosi M-1R.
Il rotore di bassa pressione, come si vede nel modello CAD riportato in Figu-ra 3.5 (a), è composto da un albero su cui sono calettate le giFigu-ranti degli stadi BP e MP e le bussole di convogliamento poste all’ingresso di ogni girante.
Sono inoltre presenti una serie di anellini metallici di tenuta gas del tipo a labirinto fissati all’albero mediante ricalcature. Tali anellini sono situati alle due estremità del rotore nella zona di uscita della cassa. Gli anellini di tenuta limitano il ricircolo di gas tra il secondo e il primo stadio e l’entrata aria dalle estremità del rotore.
Il rotore di alta pressione, un cui modello CAD è presentato in Figura 3.5 (b), è composto da un albero sul quale sono calettate le giranti e sono montate le bussole di rifermo ruote, le bussole di protezione albero, il compensatore, i dadi di rifermo, la ralla per il cuscinetto reggispinta ed il giunto a denti di collegamento con il moltiplicatore. Le giranti (due per il primo stadio e due per il secondo stadio) sono del tipo aperto con pale tridimensionali rivolte all’indietro ricavate di lavorazione dal disco. Anche su questo rotore sono presenti degli anellini di tenuta gas a labirinto fissati mediante ricalcatura volti a limitare il ricircolo di gas. Una serie è fissata alle estremità dell’al-bero nella zona di fuoriuscita dalla cassa, una serie è fissata sulla bussola distanziatrice tra il primo e il secondo stadio e una serie è fissata al disco compensatore.
Per ulteriori indicazioni riguardanti la geometria e l’indicazione dei compo-nenti dei due rotori si faccia riferimento agli schemi riportati in Appendice A.3.
3.2.4
Refrigerante Gas
La miscela di gas incondensabili aspirata dal condensatore ad un valore di 0,07 ATA è compressa dal corpo di BP a 0,27 ATA ed inviata ad un refrige-rante gas (RG) ad acqua dove si ha la separazione dei condensabili presenti nella miscela; questo permette di abbassare la portata di vapore aumentan-do il peso molecolare medio della miscela che sarà compressa dal corpo di AP ottenendo un maggior rapporto di compressione a parità di caratteristiche del compressore.
La miscela in uscita dal refrigerante viene inviata verso gli stadi del corpo di AP raggiungendo nella mandata del corpo di AP un valore di pressione di 1,1 ATA che permette lo scarico in atmosfera.
Il gas in uscita dal corpo di BP viene inviato al refrigerante ad acqua anche per abbassarne la temperatura da 167 °C a 30 °C secondo i dati del manuale
e migliorare così l’efficienza della compressione. L’acqua di raffreddamento, fluisce nel condensatore per la differenza di pressione esistente tra il refrige-rante gas e il condensatore stesso. In Figura 3.6 si riporta lo schema costrut-tivo del refrigerante gas mentre in Tabella 3.2 si specifica la denominazione dei vari componenti del sistema di refrigerazione.
Figura 3.6: Schema costruttivo del refrigerante gas.
COMPONENTI REFRIGERANTE GAS N° Denominazione N° Denominazione
1 Involucro RG 5 Castelli per Flexirings
2 Separatore di gocce 6 Virola di contenimento separatore gocce 3 Tubo distributore acqua 7 Grigliato interno
4 Canalette secondarie 8 Canaletta primaria
3.2.5
Sistema antipompaggio
Il pompaggio è un fenomeno pulsatorio delle pressioni e delle portate. La portata aspirata deva essere sempre nella zona di funzionamento stabile della curva caratteristica del compressore in cui ad una riduzione di por-tata corrisponde un aumento del rapporto di compressione che ristabilisce l’equilibrio. Un funzionamento del compressore sulla parte instabile della curva può determinare il pompaggio o surge. Nel campo instabile ad una riduzione della portata corrisponde un decremento del rapporto di compres-sione e conseguentemente la prescompres-sione maggiore presente nel’ambiente a valle spinge il fluido a rifluire alla mandata. Il pompaggio è un fenomeno di instabilità che coinvolge non solo il compressore ma tutto il sistema di estra-zione degli incondensabili. Il pompaggio si pone quindi come limite inferiore per il funzionamento di un compressore. Durante il pompaggio si possono avere forti vibrazioni della macchina con conseguenze negative non solo per quanto riguarda il rendimento del sistema, ma anche per quanto riguarda le sollecitazioni meccaniche su cuscinetti e tenute.
Per evitare che a variazioni di portata di vapore, e quindi di gas inconden-sabile, si giunga al fenomeno del pompaggio il compressore è munito di un sistema di regolazione antipompaggio automatico. Il sistema antipompaggio è essenzialmente formato da due line di ricircolo gas le quali collegano
• la mandata gas finale, presa a monte della valvola di ritegno VG421, con l’entrata gas al refrigerante intermedio;
• l’uscita gas del refrigerante intermedio con l’aspirazione gas del corpo di BP dell’estrattore.
Le due linee sono munite ognuna di una valvola asservita ad una catena di calcolo.
Attraverso l’estrattore le valvole riciclano un volume di gas necessario a creare una portata superiore al limite di pompaggio. Per utilizzare meglio alcune parti modulari dell’estrattore gas è stato previsto un ricircolo sul se-condo stadio di BP.
In Appendice A.4 viene riportato lo schema di regolazione del sistema di antipompaggio.
3.3
Descrizione degli assetti dell’EG
Come già accennato precedentemente l’Estrattore Gas Tosi M-1R è un com-pressore estremamente versatile capace di elaborare, a seconda delle ne-cessità, portate di fluido estremamente diverse. Per poter rispondere alle esigenze del committente il compressore in esame presenta un montaggio di tipo modulare con vari assetti possibili. Come riportato in Tabella 3.1 gli assetti possibili sono quattro:
• Assetto 1: il compressore elabora il 100% della portata prevista da manuale;
• Assetto 2: il compressore elabora il 75% della portata prevista da manuale;
• Assetto 3: il compressore elabora il 50% della portata prevista da manuale;
• Assetto 4: il compressore elabora il 25% della portata prevista da manuale.
A seconda dell’assetto scelto sui rotori dei corpi di bassa ed alta pressione vengono calettate delle giranti con caratteristiche leggermente diverse tra di loro. In più gli stadi che in generale nella configuarazione nominale (As-setto 1) sono a doppio flusso possono trasformasi in stadi a singolo flusso dimezzando di fatto la portata elaborata. Gli stadi a doppio flusso (BP, AP1 e AP2) sono costituiti da due giranti poste in parallelo tra di loro che ruotano in senso opposto come si vede in Figura 3.7.
Le giranti dei vari assetti sono contraddistinte da dei numeri identificativi che vengono riportati nello schema di Figura 3.8. Si fa notare che le giranti funzionanti in parallelo dell’Assetto 1, pur indicate con numeri diversi, so-no uguali tra loro per diametro e altezza del profilo palare ma hanso-no verso di rotazione opposto: guardando le ruote dall’aspirazione quelle lato spinta girano in senso orario, quelle lato giunto in senso antiorario.
Figura 3.7: Verso di rotazione delle ruote modulo 9 e modulo 11.
3.3.1
Assetto 1
L’Assetto 1 è quello che permette di elaborare all’interno del compressore la maggiore portata massica possibile ed è quello che è stato analizzato nel dettaglio nell’ambito del presente elaborato.
Lo stadio BP del corpo di bassa pressione è costituito, come si vede in Figura 3.8, dalle giranti modulo 1 e modulo 2 uguali tra di loro ma con vani palari speculari e senso di rotazione opposto. Lo stadio MP è invece uno stadio a singolo flusso costutuito dalla sola girante modulo 3. Entrambi gli stadi di alta pressione sono a doppio flusso realizzati con giranti uguali a livello di geometria ma speculari tra di loro e con senso di rotazione opposto. Le giranti modulo 8 e modulo 10 costituiscono lo stadio AP1 mentre le modulo 9 e modulo 11 costituiscono lo stadio AP2. In Appendice B vengono riportate le curve caratteristiche del compressore per varie condizioni di funzionamento.
3.4
Dati di targa dell’EG
Il compressore provvede all’estrazione dei gas incondensabili dal condensa-tore del turboalternacondensa-tore mantenendo un grado di vuoto pari a 0,067 ATA, circa 0,069 bar con una pressione alla mandata di 1,07 ATA, circa 1,049 bar.
In Tabella 3.3 vengono riepilogati i dati di targa dell’EG.
Come già detto la compressione del fluido avviene tramite quattro stadi (BP, MP, AP1 e AP2) suddivisi nei due corpi di bassa ed alta pressione. Nelle Tabelle 3.4, 3.5, 3.6, 3.7 e 3.8 si riportano le condizioni di funzionamento dei vari stadi e del refrigerante gas per il compressore in Assetto 1 [2] .
Da manuale non sono noti i valori delle pressioni e delle temperature in-termedie dei vari stadi. Per calcolarle è stato realizzato un foglio di calcolo Excel basato sulla teoria di Eulero descritta nel paragrafo 4.1.
CONDIZIONI DI FUNZIONAMENTO EG TOSI M-1R
Gas compresso Incondensabili Vapore H2O Aria
Peso molecolare 42,95 18 28 kg/kmol Portata massica 11200 4756 400 kg/h Pressione di aspirazione 0,067 ATA Temperatura di aspirazione 26 °C Pressione di mandata 1,07 ATA Potenza al giunto 405 kW
Tabella 3.3: Dati di targa dell’Estrattore Gas Tosi M-1R.
CONDIZIONI DI FUNZIONAMENTO STADIO BP Velocità di rotazione 7387 rpm
Portata massica 16356 kg/h
Temperatura di aspirazione 26 °C Porta volumetrica teorica aspirata 195380 m3/h
Pressione di aspirazione 0,066 bar
Tabella 3.4: Condizioni di funzionamento da manuale per lo stadio BP.
CONDIZIONI DI FUNZIONAMENTO STADIO MP Velocità di rotazione 7387 rpm
Temperatura di mandata 167 °C Pressione di mandata 0,286 bar
CONDIZIONI DI FUNZIONAMENTO REFRIGERANTE GAS Portata massica gas incondensabili 11200 kg/h
Portata vapore ingresso 4756 kg/h
Portata vapore uscita 932 kg/h
Temperatura aspirazione 167 °C
Temperatura mandata 30 °C
Temperatura acqua di raffreddamento 25 °C
Pressione aspirazione 0,286 bar
Pressione mandata 0,258 bar
Tabella 3.6: Condizioni di funzionamento da manuale per il refrigerante gas.
CONDIZIONI DI FUNZIONAMENTO STADIO AP1 Velocità di rotazione 13212 rpm
Temperatura di aspirazione 30 °C Pressione di aspirazione 0,258 bar
Tabella 3.7: Condizioni di funzionamento da manuale per lo stadio AP1.
CONDIZIONI DI FUNZIONAMENTO STADIO AP2 Velocità di rotazione 13212 rpm
Temperatura di mandata 177 °C Pressione di mandata 1,049 bar
Figura 3.8: Descrizione schematica degli assetti attuabili sull’Estrattore Gas Tosi M-1R.
Capitolo
4
Analisi teorica dell’EG Tosi M-1R
Nel presente capitolo si espone l’approccio teorico adottato per la realizza-zione del foglio di calcolo con cui è stata svolta l’analisi preliminare sul com-portamento del compressore sia nella configurazione attuale (da manuale), sia nelle possibili configurazioni ottenibili con i processi di upgrading che verranno descritti successivamente nel dettaglio. Si precisa che le trasfor-mazioni termodinamiche che avvengono all’interno dell’estrattore gas sono state considerate tutte adiabatiche in accordo con le trattazioni classiche re-lative alle turbomacchine, in ragione del fatto che il fluido ha tempi molto ridotti per effettuare gli scambi di calore con gli organi della macchina a causa delle elevate velocità a cui è sottoposto [1].
4.1
Analisi EG nella configurazione da
manua-le
Lo studio delle prestazioni dell’estrattore gas nella configurazione attuale è stato effettuato per ogni stadio della macchina utilizzando come parametri di ingresso i dati di progetto fluidodinamici e geometrici presenti nel ma-nuale [2] assieme ad alcuni risultati ottenuti con simulazioni CFD da studi svolti in precedenza sul compressore [3]. Si ritengono note a priori le tem-perature di mandata di ogni stadio (T2,i con i generico stadio) anche se non
presenti nel manuale in quanto sono state ricavate attraverso il sistema di telerilevamento presso le Officine di Enel Green Power a Larderello,
siderando centrali da 20 MW in cui è installato il compressore in esame in configurazione 1.
4.1.1
Calcolo dei rapporti di compressione
Tra i parametri più importanti nella valutazione del comportamento e delle prestazioni di una turbomcchina vi rientrano certamente i rapporti di com-pressione, sia quelli dei singoli stadi che quello globale relativo all’intera macchina. Vista l’importanza di questi parametri la prima parte del foglio di calcolo è stata incentrata sul calcolo del loro valore seguendo la logica esposta di seguito.
Noti da manuale i valori nominali di pressione all’aspirazione del corpo BP (p1,EG) e quello di pressione allo scarico del corpo AP (p2,EG = p2,AP), una
volta calcolato il valore di p2,AP, è stato ricavato il rapporto di compressione
totale con la seguente relazione:
rtot =
p2,AP
p1,BP
(4.1)
Per ottenere il valore di p1,BP è necessario considerare la variazione dQ a cui
è soggetta la portata volumetrica dei gas aspirati tra la bocca di aspirazione del compressore e l’ingresso nella girante di BP a causa delle perdite di ca-rico nella tubazione di aspirazione.
Per arrivare a calcolare dQ si deve ricavare in precedenza il volume speci-fico della miscela di gas all’ingresso della girante di BP (v1,BP) attreverso i
seguenti step:
1. Dalle portate massiche nominali dei singoli gas che compongono la mi-scela aspirata, si ricava la portata massica complessiva elaborata dal compressore:
Gtot,BP = Gg+ Ga+ Gv (4.2)
In questa relazione le grandezze riportate hanno il seguente significa-to:
• Gg: portata massica di gas endogeni definiti come la miscela di
• Ga: portata massica di aria che entra nella macchina dalle
tenu-te a causa del fatto che l’estrattore gas lavora al di sotto della pressione atmosferica;
• Gv,BP: portata massica di vapore acqueo elaborato nello stadio
BP-MP.
2. Nota Gtot,BP, attraverso l’utilizzo delle formule relative alla
compres-sione di una miscela di gas [1] si calcola il peso molecolare medio della miscela in esame:
P Mtot,BP =
P MgGg + P MaGa+ P MvGv,BP
Gtot,BP
(4.3)
3. Nota P Mtot,BP, utilizzando la legge dei gas perfetti si ricava il valore di
v1,BP: v1,BP = R P Mtot,BP T1,BP p1,EG (4.4)
In questa relazione compaiono due grandezze non ancora definite:
• R: costante universale dei gas;
• T1,BP = T1,EG: temperatura in ingresso alla girante di BP. Viene
considerata uguale alla temperatura del fluido in corrispondenza della bocca di aspirazione grazie all’ipotesi di adiabaticità ricorda-ta nell’incipit del capitolo. Questo valore è noto dal manuale.
Attraverso il prodotto tra v1,BP e Gt,BP calcolati rispettivamente con le
rela-zioni 4.4 e 4.2 si ottiene il valore della portata volumetrica in ingresso alla girante di BP:
Q1,BP = v1,BP · Gtot,BP (4.5)
Adesso sono noti tutti gli elementi necessari al calcolo di dQ che si ricava come variazione percentuale tra la portata volumetrica Q1,BP ed il medesimo
valore teorico riportato nel manuale Qteor,1,BP. Con dQ si ottiene il valore
della pressione in aspirazione alla girante di BP:
p1,BP = p1,EG·
Q1,BP
Qteor,1,BP
Questo valore consente il calcolo del rapporto di compressione gobale del compressore sfruttando la relazione 4.1.
I rapporti di compressione degli stadi di BP+MP (rBP +M P) (la parte di
bas-sa pressione e quella di media pressione sono stae considerate assieme nei calcoli effettuati per rispecchiare anche dal punto di vista analitico la strut-tura geometrica dell’estrattore gas) e quello dello stadio di AP (rAP) sono
ricavabili con relazioni analoghe alla 4.1:
rBP +M P = p2,M P p1,BP (4.7) rAP = p2,AP p1,AP (4.8)
Queste relazioni non sono risolvibili in modo diretto dato che i valori della pressione di mandata dello stadio di MP (p2,M P) e quello della pressione di
aspirazione dello stadio di AP (p1,AP) non sono presenti come dati nel mauale.
Considerando però che la pressione di scarico del corpo di BP+MP e quella di aspirazione del corpo di AP sono uguali a meno delle perdite di carico nel refrigerante gas interposto tra i due corpi, si ha che
p1,AP = (1 − x) · p2,M P (4.9)
dove è stata introdotta x come perdita di carico percentuale. Sostituendo nell’equazione precedente le relazioni 4.7 e 4.8 si ottiene un’uguaglianza espressa in funzione dei tre rapporti di compressione trattati sino ad ora:
rtot = (1 − x) · rAP · rBP +M P (4.10)
Tenendo presente che le trasformazioni che avvengono all’interno del com-pressore possono essere assimilate a trasformazioni adiabatiche isoentropi-che, i valori di rBP +M P e di rAP possono anche essere espressi in funzione di
rapporti di temperaure rBP +M P = p2,M P p1,BP = T1,BP T2,M P cpR = T1,BP T2,M P k−1k (4.11)
rAP = p2,AP p1,AP = T1,AP T2,AP cpR = T1,AP T2,AP k−1k (4.12)
dove si è supposto che il coefficiente dell’adiabatica isoentropica k relativo alle trasformazioni nei corpi BP e AP sia lo stesso: k = kBP +M P = kAP =
1, 3. Considerando che la miscela di gas nel completo attraversamento del compressore sia soggeta ad una compressione interrefrigerata (questa verrà trattata in maniera più approfondita nei capitoli successivi), le temperature del gas all’aspirazione del compressore (T1,BP) e all’uscita del refrigerante
gas (T1,AP) si possono considerare uguali in prima approssimaazione e ciò
permette attraverso il rapporto tra le equazioni 4.11 e 4.12 di arrivare alla seguente relazione: rBP +M P rAP = T2,AP T2,M P k−1k (4.13)
Sostituendo la relazione appena trovata nella 4.10 si ottiene:
rBP +M P = s T2,AP T2,M P k−1k · rtot 1 − x = r fr· rtot 1 − x (4.14)
Il coefficiente fr inserito è noto in quanto k è stato fissato in precedenza
mentre le due temperature da cui dipende sono note da manuale. Quindi ipotizzando il valore della perdita di pressione all’interno del refrigerante gas (nella presente trattazione è stato fissato x = 10%) si riesce a ricavare il valore di rBP +M P. Noto il valore di questa grandezza con l’equazione 4.10 si
ricava anche il valore di rAP. Infine ipotizzando che il rapporto di
compres-sione sviluppato dagli stadi BP ed MP sia lo stesso si può arrivare al valore di rM P nel seguente modo:
rBP =
√
rBP +M P (4.15)
Una volta trovati i valori dei singoli rapporti di compressione è stato pos-sibile calcolare i valori delle pressioni in aspirazione ed in mandata di ogni singolo stadio della macchina:
p2,BP = p1,M P = rBP · p1,BP (4.16)
p1,AP 1= 1 − x 100 · p2,M P (4.18)
p2,AP 1= p1,AP 2 = p1,AP 1·
√
rAP (4.19)
Anche per lo stadio di AP, come per lo stadio BP+MP, nella relazione 4.19 si è supposto che i due stadi di alta pressione AP1 e AP2 contribuissero in egual misura al rapporto di compressione rAP.
Nella Tabella 4.1 si trovano i valori ottenuti applicando le relazioni espo-ste nel paragrafo per la configurazione base del compressore riportata nel manuale.
Grandezza Simbolo Valore Unità
Rapporto di compressione totale rtot 17,8
Fattore di correzione fr 1,10
Rapporto di compressione BP+MP rBP +M P 4,67
Rapporto di compressione BP rBP 2,16
Rapporto di compressione AP rAP 4,24
Coefficiente adiabatica isoentropica BP kBP 1,30
Coefficiente adiabatica isoentropica MP kM P 1,28
Coefficiente adiabatica isoentropica AP1 kAP 1 1,30
Coefficiente adiabatica isoentropica AP2 kAP 2 1,28
Pressione aspirazione BP p1,BP 0,059 bar
Pressione mandata BP p2,BP 0,127 bar
Pressione mandata MP p2,M P 0,275 bar
Perdita di carico nel RG ∆pRG 0,027 bar Pressione aspirazione AP1 p1,AP 1 0,247 bar
Pressione mandata AP1 p2,AP 1 0,509 bar
Pressione mandata AP2 p2,AP 2 1,049 bar
Tabella 4.1: Pressioni e rapporti di compressione nella configurazione da manuale.
4.1.2
Valutazione delle portate dei singoli stadi
La prima fase della verifica di uno stadio di un compressore consiste nella valutazione della portata che questo riesce ad elaborare nelle condizioni di funzionamento prese in considerazione.
Per lo stadio di BP del compressore in esame sono già state calcolate sia la portata massica che quella volumetrica con le relazioni 4.2 e 4.5.
Per lo stadio MP la portata massica è uguale a quella relativa allo stadio di BP calcolata con la relazione 4.2, mentre per gli stadi AP1 e AP2 la portata massica andrà ricalcolata a causa del passaggio della miscela dal refrigeran-te gas a valle dello stadio MP. Per quanto riguarda le portarefrigeran-te volumetriche è necessario andare a trovare il valore che assume il volume specifico nelle varie zone della macchina. Il volume specifico in ingresso agli stadi si rica-va in modo analogo a quanto fatto per lo stadio di BP con la relazione 4.4, infatti, indicando con i il generico stadio, si ha che:
vi = R P Mtot,i T1,i p1,i (4.20)
Come si può vedere dalla relazione precedente anche il peso molecolare cam-bia in base allo stadio di compressione per il passaggio della miscela gasso-sa dal refrigerante gas che comporta una notevole riduzione della portata volumetrica di vapore in ingresso al corpo di AP (Gv,AP); da ciò deriva che:
Gv,BP > Gv,AP =⇒ P Mtot,BP < P Mtot,AP
Considerando che risulta valida l’uguaglianza
v1,M P = v2,BP = R P Mtot,BP T2,BP p2,BP (4.21)
è possibile calcolare la portata volumetrica in ingresso allo stadio MP come segue: Q1,M P = Q2,BP = Q1,BP v2,BP v1,BP = Q1,BP p1,BP p2,BP T2,BP T1,BP (4.22)
Per poter calcolare la portata volumetrica in ingresso allo stadio AP1 è ne-cessario trovare preventivamente il valore Gv,AP. Partendo dalla
definizio-ne di peso molecolare medio della miscela, si ricava la grandezza in esame mettendo a sistema le equazioni
P Mtot,AP = GgP Mg+ GaP Ma+ Gv,APP Mv Gtot,AP (4.24) da cui si ottiene: Gv,AP = P MgGg+ P MaGa+ P MvGv,AP P Mtot,AP − P Mv (4.25)
Noto il valore di Gv,AP si procede come per lo stadio BP: si calcola prima la
portata massica complessiva elaborata dagli stadi AP1 ed AP2
Gtot,AP = Gg+ Ga+ Gv,AP (4.26)
e successivamente si procede al calcolo della portata volumetrica in ingresso allo stadio AP1:
Q1,AP 1 = v1,AP 1Gtot,AP (4.27)
Per lo stadio AP2 si calcola la portata volumetrica in ingresso in modo ana-logo a quanto fatto per lo stadio AP1:
Q1,AP 2 = v1,AP 2Gtot,AP (4.28)
Relativamente agli stadi MP ed AP2 sono state ricavate in modo esplicito anche le portate volumetriche in mandata per avere un’idea più chiara delle condizioni in cui la miscela di gas entra nel refigerante gas e delle condizio-ni in cui lascia il compressore. Sono state adottate relaziocondizio-ni analoghe alla 4.21, per quanto riguarda il volume specifico, e alla 4.22, per il calcolo ve-ro e pve-roprio della portata volumetrica, con un’opportuna sostituzione delle grandezze utilizzate nelle equazioni. Quindi per lo stadio MP si ha che:
v2,M P = R P Mtot,BP T2,M P p2,M P (4.29) Q2,M P = Q1,M P v2,M P v1,M P = Q1,M P p1,M P p2,M P T2,M P T1,M P (4.30)
Allo stesso modo per lo stadio AP2:
v2,AP 2= R P Mtot,AP T2,AP 2 p2,AP 2 (4.31)
Q2,AP 2= Q1AP 1 v2,AP 2 v1,AP 1 = Q1,AP 1 p1,AP 1 p2,AP 2 T2,AP 2 T1,AP 1 (4.32)
Nella Tabella 4.2 è riportata una sintesi dei risultati ottenuti col foglio di calcolo applicando le relazioni presentate nel paragrafo.
Grandezza Simbolo Unità Valori per stadio
BP MP AP1 AP2 Portata totale miscela Gtot kg/h 16356 16356 12532 12532 Portata di vapore Gv kg/h 4756 4756 932 932 Peso molecolare miscela P Mtot kg/kmole 35,3 35,3 40,6 40,6 Volume specifico asp. v1 m3/kg 10,7 7,1 2,5 1,5 Portata volumetrica asp. Q1 m3/h 174372 103409 31426 19137 Portata volumetrica mand. Q2 m3/h 103409 55001 19137 11004
Tabella 4.2: Portate massiche e volumetriche dei vari stadi.
4.1.3
Coefficienti caratteristici di stadio
Il passo successivo consiste nella valutazione dei coefficienti caratteristici di stadio che sono un insieme di parametri adimensionali che permettono di effettuare una stima di massima delle prestazioni che la macchina (nel caso specifico il singolo stadio) è in grado di fornire; di seguito si andranno ad elencare i vari coefficienti con i passaggi algebrici necessari per giungere alla loro formulazione analitica:
• Coefficiente di flusso o di portata in aspirazione: come suggerito dal nome, questo coefficiente viene usato solitamente per caratteriz-zare la portata elaborata da una macchina. Dato che la definizione di questo parametro si basa su alcune componenti di velocità relative al triangolo delle velocità in ingresso alla girante, in Figura 4.1 vie-ne riportato uno schema classico in cui vi è una visiovie-ne dall’alto della girante con i relativi triangoli delle velocità. Chiaramente da questo punto di vista è possibile visualizzare in modo completo esclusivamen-te il triangolo delle velocità in uscita dato che quello in ingresso si trova su di un piano ortogonale al foglio, tuttavia i parametri indicati per il triangolo delle velocità in ingresso sono validi anche per il triangolo in
Figura 4.1: Girante vista dall’alto con triangoli delle velocità.
uscita, basta semplicemente considerare le varie grandezze con pedice 1 anzichè 2. Il valore del coefficiente in esame si calcola con il rapporto
φ1 ≡
c1r
u1
(4.33)
in cui vi sono le due componenti di velocità presentate di seguito, rife-rite alla miscela di gas all’ingresso della girante:
1. c1r: componente radiale della velocità assoluta c1;
2. u1: velocità tangenziale in corrispondenza del diametro D1.
Il valore di u1 si ricava semplicemente considerando le formule
rela-tive al moto rotatorio, quindi, indicando con ω la velocità di rotazione dell’albero su cui è calettata la girante, si ha che:
ω = u1 D1
= u2 D2
