STUDIO TEORICO SPERIMENTALE DELLA COMBUSTIONE DILUITA

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POLITECNICO DI BARI
DOTTORATO DI RICERCA
IN INGEGNERIA MECCANICA
XVIII Ciclo
Curriculum: Sistemi per l’energia e l’ambiente (SSD ING-IND/09)
Sede di Bari
STUDIO TEORICO
SPERIMENTALE DELLA
COMBUSTIONE DILUITA
Torresi Marco
Relatori:
Controrelatori:
Prof. Bernardo Fortunato
Prof. Antonio Cavaliere
Prof. Francesco Casalini
Prof. Ciro Noviello
Prof. Sergio M. Camporeale
Coordinatore:
Prof. Michele Napolitano
TRIENNIO ACCADEMICO 2002 – 2005
Ringraziamenti
Si ringrazia il Prof. Casalini, artefice del mio coinvolgimento nel progetto di ricerca sulla combustione
diluita.
Si ringraziano i Proff. Fortunato e Camporeale che hanno avuto fiducia in me e che continuamente mi
stimolano e mi supportano nella mia attività di ricerca.
Si ringrazia l’Ing. Saponaro del Centro Combustione e Ambiente (CCA) di Ansaldo Caldaie (Gioia del
Colle) che, con la sua esperienza, la sua disponibilità e la sua collaborazione, è sempre un punto di
riferimento importante.
Si ringrazia il Coordinatore del Dottorato di ricerca in Ingegneria Meccanica, Prof. Napolitano, e tutto
il Collegio, che mi ha dato la possibilità di formarmi come ricercatore.
Un ringraziamento particolare va all’Ing. Del Vescovo con il quale ho condiviso questi anni durante i
quali, partendo da zero, è stato progettato, realizzato e testato l’impianto di combustione.
Si ringrazia l’Ing. Giordani che, con la sua competenza in ambito elettronico, ha consentito di superare
molti ostacoli nello sviluppo di elementi elettronici funzionali ed affidabili.
Si ringraziano l’Ing. Mastrovito e la Sig.rina Lobascio per l’aiuto durante le prove sperimentali.
Si ringrazia la ditta Sud Montaggi, che ha eseguito ad opera d’arte l’allestimento dell’impianto.
Si ringraziano i Sigg. Russi, Mele e Mizzi, la cui collaborazione è stata fondamentale per eseguire tutti
quegli interventi necessari alla realizzazione e alla manutenzione di un impianto complesso come
questo.
Si ringraziano tutti i colleghi e amici che in questi anni mi hanno sopportato.
Si ringrazia il MIUR per la possibilità che dà ai giovani di avere una formazione di alto livello
attraverso l’istituzione dei Dottorati di Ricerca.
Si ringrazia ancora il MIUR per aver finanziato, nell’ambito del PON (Programma Operativo
Nazionale) 2000-2006 e dei PRIN (Progetti di ricerca di Rilevante Interesse Nazionale) 2005-2006,
l’attività di ricerca alla base di questo lavoro di tesi.
Si ringrazia la Regione Puglia che con l’approvazione dei Progetti Esplorativi ha contribuito alla
buona riuscita del progetto.
Indice
INTRODUZIONE ................................................................................................................................... 1
Capitolo 1
Combustione diluita ...................................................................................................... 3
1.1
Sviluppo della combustione diluita nel settore industriale .................................................... 5
1.2
Formazione di NOx ................................................................................................................ 8
1.2.1
Thermal NOx ................................................................................................................. 9
1.2.2
Prompt NOx ................................................................................................................... 9
1.2.3
Fuel NOx...................................................................................................................... 10
1.3
Caratteristiche della combustione diluita............................................................................. 11
1.4
Combustione MILD ............................................................................................................. 13
1.5
Applicazioni......................................................................................................................... 16
1.6
Attività numerica ................................................................................................................. 19
Capitolo 2
2.1
Impianto sperimentale ................................................................................................. 22
Descrizione dell’impianto.................................................................................................... 22
2.1.1
Ventilatore premente ................................................................................................... 23
2.1.2
Misuratore di portata a turbina .................................................................................... 24
2.1.3
Valvole di regolazione ................................................................................................ 26
2.1.4
Bruciatore sul forno ausiliario..................................................................................... 28
2.1.5
Tratti incamiciati refrigerati ad acqua ......................................................................... 30
2.1.6
Scambiatore aria/fumi ................................................................................................. 31
2.1.7
Analizzatore di ossigeno ad ossido di zirconio ........................................................... 31
2.1.8
Forno sperimentale...................................................................................................... 32
2.1.9
Bruciatore sperimentale............................................................................................... 33
2.1.10
Analizzatore gas...................................................................................................... 36
2.1.11
Attemperatore ......................................................................................................... 36
2.1.12
Valvola di regolazione in prossimità del ventilatore aspirante ............................... 37
2.1.13
Ventilatore aspirante ............................................................................................... 37
2.2
Circuito del gasolio .............................................................................................................. 38
2.2.2
Gruppo motore pompa ................................................................................................ 39
2.2.3
Misuratori di portata ad ingranaggi ............................................................................. 40
2.2.4
Altri componenti ......................................................................................................... 40
2.2.5
Ugello atomizzatore ad alta rangeability..................................................................... 41
2.2.6
Valvola sul ramo di ricircolo....................................................................................... 43
2.2.7
Quadro elettrico........................................................................................................... 44
2.3
Sistema di gestione dell’impianto........................................................................................ 45
Capitolo 3
3.1
Prove sperimentali....................................................................................................... 47
Caratterizzazione dell’ugello atomizzatore.......................................................................... 47
3.1.1
Ugello Variflo P/N 33769-9........................................................................................ 48
3.1.2
Ugello Variflo P/N 33769-6........................................................................................ 49
3.2
Prove in condizioni di combustione tradizionale................................................................. 50
3.2.1
Procedura di avvio dell’impianto ................................................................................ 50
3.2.2
Prove con alto eccesso d’aria ...................................................................................... 51
3.2.3
Prove con basso eccesso d’aria ................................................................................... 57
Capitolo 4
Codice di calcolo fluidodinamico ............................................................................... 64
4.1
Equazioni fondamentali ....................................................................................................... 64
4.1.1
Conservazione della massa.......................................................................................... 64
4.1.2
Bilancio della quantità di moto ................................................................................... 65
4.1.3
Conservazione dell’energia ......................................................................................... 66
4.2
Schemi numerici .................................................................................................................. 66
4.2.1
Linearizzazione delle equazioni: formulazione implicita ed esplicita ........................ 68
4.2.2
Tecniche di discretizzazione spaziale.......................................................................... 68
4.2.3
Forma linearizzata delle equazioni discretizzate......................................................... 70
4.2.4
Sottorilassamento nel metodo di Gauss-Seidel ........................................................... 70
4.2.5
Discretizzazione delle equazioni di conservazione ..................................................... 70
4.2.6
Metodo multigrid......................................................................................................... 72
4.3
Modello di turbolenza .......................................................................................................... 74
4.3.1
4.4
Modello k-ε.................................................................................................................. 76
Cinetica chimica................................................................................................................... 78
4.4.1
Finite rate model.......................................................................................................... 79
4.4.2
Eddy dissipation model ............................................................................................... 80
4.5
Modello di irraggiamento .................................................................................................... 81
Capitolo 5
5.1
Simulazioni numeriche................................................................................................ 82
Simulazione di un bruciatore recuperativo in regime MILD ............................................... 82
5.1.1
Geometria del bruciatore............................................................................................. 82
5.1.2
Modello di calcolo....................................................................................................... 83
5.1.3
Risultati ....................................................................................................................... 85
5.2
Simulazione di un bruciatore innovativo a stadi .................................................................. 87
5.2.1
Descrizione del bruciatore........................................................................................... 87
5.2.2
Modello di calcolo....................................................................................................... 88
5.2.3
Risultati ....................................................................................................................... 90
CONCLUSIONI.................................................................................................................................... 95
RIFERIMENTI BIBLIOGRAFICI ....................................................................................................... 97
INTRODUZIONE
Anche se la disponibilità di combustibili fossili per la produzione di energia va verso l’esaurimento (è
plausibile pensare che questo avvenga nei prossimi duecento anni) ed anche se cresce la
consapevolezza degli effetti dannosi delle emissioni inquinanti che hanno origine nei processi di
ossidazione di questi combustibili, sembra che, allo stato attuale delle cose, la produzione di energia
continuerà a basarsi su queste fonti ancora a lungo. Diventa cruciale quindi lo sviluppo di nuove
tecnologie di combustione che consentano di aumentare l’efficienza degli impianti e nel contempo
consentano di ridurre i livelli di emissioni inquinanti in modo tale da soddisfare i limiti sempre più
stringenti imposti dalle normative. Particolare interesse sta riscuotendo la combustione diluita che si
sta dimostrando efficace nel raggiungimento di questi obiettivi.
Si è stabilito pertanto di approfondire le competenze del gruppo di ricerca nel settore della
combustione ed in particolare in questa nuova tecnologia di combustione. Per fare ciò, si è puntato ad
un duplice approccio sia di tipo numerico, basato sull’ampia esperienza nell’utilizzo di codici
commerciali per l’analisi termo-fluidodinamica, sia di tipo sperimentale.
Obiettivo di questo lavoro di tesi è la progettazione, realizzazione e messa in funzione di un impianto
sperimentale per poter condurre studi sul comportamento di bruciatori sia di tipo tradizionale che di
tipo innovativo eserciti sia in condizione di combustione tradizionale che in condizioni di combustione
diluita, nonché lo sviluppo di modelli per l’analisi CFD (Computational Fluid Dynamic) del processo
di combustione.
L’apparato sperimentale è stato dimensionato per testare bruciatori da 100 kW. Le linee guida nello
sviluppo dell’impianto sono state di garantire massima flessibilità e variabilità dei parametri di
processo. Per quel che concerne la fase di progettazione, oltre alla definizione del layout dell’impianto
ed al dimensionamento dei componenti necessari per il suo funzionamento, sono stati predisposti
anche i disegni esecutivi per tutto il sistema di piping, compresi gli elementi non standard, per
consentirne la realizzazione.
Dal punto di vista numerico, si è puntato all’utilizzo di codici di calcolo termo-fluidodinamico di tipo
commerciale che, grazie alla loro duttilità e robustezza, consentono di simulare fenomeni complessi
come la combustione nei bruciatori.
1
INTRODUZIONE
L’analisi numerica potrà beneficiare dei dati sperimentali ottenuti sull’impianto in quanto potranno
essere convalidati i modelli di turbolenza, i meccanismi di reazione, le griglie di calcolo, le tecniche di
discretizzazione; d’altro canto, l’attività sperimentale sarà arricchita dai risultati numerici che daranno
un quadro interpretativo puntuale di quanto avviene all’interno del combustore.
2
Capitolo 1
Combustione diluita
A seguito delle due crisi energetiche negli anni ‘70 e nei primi anni ‘80, si è sviluppata la
consapevolezza che le fonti energetiche fossili quali petrolio, carbone e gas naturale, non sono
illimitate. Verosimilmente queste risorse energetiche verranno esaurite nei prossimi duecento anni [1].
Nel breve termine, non volendo rinunciare ai sempre crescenti livelli di produzione, è possibile
ritardare l’esaurimento dei combustibili fossili solo attraverso un operazione di risparmio energetico a
tutto campo. Gli sforzi di tutta la comunità scientifica sono stati rivolti in particolar modo al
miglioramento dell’efficienza degli impianti [2], [3], [4], [5]. Con l’introduzione della questione
energetica nelle conferenze internazionali, si sono diffuse politiche a supporto dello sviluppo di
sistemi ad alta efficienza per lo sfruttamento dell’energia e di sistemi per la rigenerazione totale
dell’energia al fine di raggiungere uno sviluppo energetico sostenibile [6]. Tuttavia una strategia di
lungo termine non potrà che passare attraverso il ricorso alle fonti rinnovabili di energia quali
biomasse, rifiuti, sole, vento, geotermia. Ad esempio, la Comunità Europea si è imposta un traguardo
ambizioso per il 2010: il soddisfacimento del 15% della domanda di energia attraverso fonti
rinnovabili.
Nel frattempo, è continuata ad aumentare la consapevolezza degli effetti dannosi delle emissioni
inquinanti per l’ambiente e per la salute dell’uomo. Inizialmente l’attenzione è stata rivolta agli ossidi
di zolfo, principali imputati per le piogge acide che causano deforestazione e spoliazione dei boschi,
nonché danni all’agricoltura e alle città. Nel frattempo, l’allarme si è focalizzato anche sugli ossidi di
azoto (NOx), dannosi per l’uomo e per lo strato di ozono nella stratosfera. Mentre nel campo
automobilistico, per l’abbattimento delle emissioni di NOx, si è ricorso all’utilizzo di convertitori
catalitici, nell’industria per la produzione di energia e nell’industria di processo si è scelto di
intervenire direttamente sul meccanismo di ossidazione dell’azoto ricorrendo, ad esempio, alla
combustione a stadi, che ha portato alla nuova generazione di bruciatori Low- NOx [2]. Quindi,
l’attenzione è stata rivolta sui gas ad “effetto serra”, primo fra tutti l’anidride carbonica (CO2), accusati
di determinare il riscaldamento globale del pianeta e i conseguenti mutamenti climatici.
3
Combustione diluita
Il risparmio energetico e l’incremento dell’efficienza giocano oggi un ruolo fondamentale nelle
strategie per uno sviluppo sostenibile, in quanto possono far crescere l’efficienza economica di un
paese riducendo i costi di produzione e consentendo a questi di rimanere competitivi. Inoltre, il
risparmio energetico risulta essere senza dubbio il sistema più economico e naturale per ridurre le
emissioni inquinanti [6].
Grazie all’attività di ricerca di alcuni istituti, compagnie ed università giapponesi, venne sviluppata la
tecnologia HiTAC (High Temperature Air Combustion) acronimo anglosassone per indicare la
combustione con aria comburente ad alta temperatura. Sono due le principali strategie incluse nei
sistemi HiTAC: l’uso di miscele comburenti aria/ossigeno; il recupero ad alta efficienza del calore dei
fumi per preriscaldare l’aria comburente. Per quanto riguarda quest’ultimo punto, l’idea di recuperare
il calore dei gas di scarico non è certamente nuova. Questa si basa sul concetto di Excess Enthalpy
proposto da Weinburg già nel 1971 [7]. E’ da lungo tempo che il calore scaricato viene utilizzato per
preriscaldare l’aria nelle caldaie e nei forni. Ad esempio, nei flussi swirlati i prodotti di combustione
caldi vengono fatti ricircolare verso la radice della fiamma per migliorarne la stabilità [8].
L’innovazione introdotta nella tecnologia HiTAC risiede nel fatto che le temperature di
preriscaldamento dell’aria possono essere addirittura superiori alla temperatura di autoaccensione del
combustibile consentendo, tra l’altro, un ampliamento del campo di stabilità [1]. Tali temperature di
preriscaldamento sono naturalmente compatibili solo con sistemi rigenerativi a matrice ceramica.
L’incremento della temperatura di preriscaldamento dell’aria deve essere accompagnato
necessariamente da una riduzione del tenore di ossigeno dell’aria comburente attraverso un processo
di diluizione con gas inerti per non determinare un eccessivo innalzamento della temperatura di
fiamma e per non incrementare conseguentemente le emissioni di NOx. Infatti, se si tiene conto che
l’energia di attivazione per l’ossidazione degli idrocarburi è inferiore a quella dell’azoto, in presenza
di una distribuzione omogenea di temperature priva di picchi, è possibile inibire la formazione degli
NOx [9]. La diluizione dei reagenti, limitando la temperatura adiabatica di fiamma, limita la massima
temperatura raggiungibile all’interno della camera di combustione. E’ chiaro quindi che tutto questo si
ripercuote inevitabilmente sul campo termodinamico che risulta differente da quello tipico in presenza
di fiamme tradizionali. Studi condotti da Hasegawa hanno mostrato che, nel caso del propano, quando
la temperatura dell’aria è oltre i 900°C, la fiamma resta stabile anche quando la concentrazione
dell’ossigeno è solo del 5% [10].
Secondo alcuni studi di imprese metallurgiche giapponesi, la tecnologia HiTAC può consentire: un
risparmio energetico quantificabile nel 40-50%; una riduzione del consumo specifico di energia del
30%; una riduzione di almeno due ordini di grandezza delle emissioni di NOx [11]. Inoltre, la
tecnologia HiTAC si dimostra in grado di poter soddisfare i vincoli sulle emissioni di anidride
carbonica (COP3) emanati con il Protocollo di Kyoto [12].
4
Combustione diluita
1.1
Sviluppo della combustione diluita nel settore industriale
A metà degli anni ottanta, la Nippon Furnace Kogyo Kaisha Ltd. (NFK) sviluppò un sistema
rigenerativo basato su matrici ceramiche a nido d’ape. Si sfruttano bruciatori accoppiati funzionanti
alternativamente [13]. Quando un bruciatore è attivo, l’altro è attraversato dai prodotti di combustione
caldi determinando un riscaldamento dell’elemento ceramico. Quando la temperatura dell’elemento
ceramico è sufficientemente alta, avviene l’inversione del funzionamento dei bruciatori grazie
all’intervento su di una valvola a quattro vie (Fig. 1.1).
Fig. 1.1 Schema di impianto con doppio bruciatore rigenerativo
A questo punto il bruciatore, che prima era spento, è attraversato dall’aria comburente che si
preriscalda a spese del calore accumulato nel corpo rigenerativo ceramico. Questo continuerà a
funzionare fin tanto che la temperatura del materiale ceramico non scende al di sotto della temperatura
minima ammissibile. Quindi ricomincia il ciclo. La particolarità, in questo caso, risiede nel fatto che i
corpi rigenerativi sono integrati direttamente nei bruciatori. Riducendo il tempo di inversione a poche
decine di secondi (tipicamente 10-40 s) è possibile ridurre drasticamente le dimensioni dei corpi
rigenerativi mantenendo comunque un’elevata efficienza di rigenerazione (80-90%). Il progetto venne
ulteriormente sviluppato con la collaborazione della JFE Steel Corp. (ex NKK). Alla luce di questi
sviluppi, nel 1993, venne istituito dal coordinatore del JIFMA (Japan Industrial Furnace
Manufacturers Association), R. Tanaka, un comitato tecnico per promuovere l’attività di ricerca e
sviluppo in questo settore dando vita alla tecnologia HiTAC. Inoltre convinse il governo giapponese a
dar vita ad un progetto nazionale basato su questa tecnologia come contromisura al riscaldamento
5
Combustione diluita
globale del pianeta. A questo progetto aderirono, tra l’altro, numerose università ed istituti di ricerca
coinvolti nel settore della combustione [14].
Nel 1989, durante alcune campagne sperimentali della società tedesca WS GmbH su bruciatori
recuperativi in cui i gas di scarico passano attraverso un condotto coassiale a quello di alimentazione
dell’aria comburente, ad una temperatura di esercizio di 1000°C e con aria comburente a 650°C, si
assistette ad un’inaspettata scomparsa della fiamma. Tale scomparsa era confermata anche
dall’assenza di segnale registrato dal sensore UV. Ciò non di meno, il combustibile risultava
completamente consumato e il contenuto di CO nei fumi restava al di sotto di 1ppm, confermando il
prosieguo della combustione. Allo stesso tempo, le emissioni di NOx erano divenute praticamente
nulle. Ulteriori studi mostrarono che il punto cruciale era la presenza di un alto grado di mescolamento
tra i flussi di combustibile e comburente in una zona di intenso ricircolo dei fumi prima dell’innesco
della combustione stessa. Questo fu il primo esempio di combustione flameless. Nei primi anni ‘90,
venne realizzato un forno sperimentale (Fig. 1.2), cilindrico ad asse verticale, dotato di un bruciatore
recuperativo in grado di lavorare in regime flameless [2]. Attorno alle pareti della camera di
combustione furono alloggiati tubi refrigerati ad aria per avere un miglior controllo sulla temperatura
di processo, indipendentemente dalla capacità termica del bruciatore. Per fissare la temperatura
dell’aria comburente, si controllava la quantità di fumi attraverso un bypass del recuperatore.
Fig. 1.2 Setup sperimentale presso i laboratori WS
La campagna sperimentale consentì di elaborare un diagramma che sintetizza le principali condizioni
in cui risulta stabile l’ossidazione flameless. Tale diagramma (Fig. 1.3) riporta in ascisse il coefficiente
che esprime il grado di ricircolo, Kv:
Kv =
Gr
,
Gb + Ga
in cui Gr rappresenta la portata di gas ricircolanti, Gb la portata di combustibile e Ga la portata di aria
comburente, ed in ordinate la temperatura di processo Tpro.
6
Combustione diluita
Fig. 1.3 Limiti di stabilità del regime di ossidazione flameless
Per bassi valori di ricircolazione, Kv < 0.3, il funzionamento del bruciatore è praticamente stabile per
tutti i valori di temperatura di processo d’interesse pratico e la fiamma risulta ancorata al bruciatore.
Tuttavia, le emissioni di NOx risultano modeste solo a bassa temperatura. Aumentando il rapporto di
ricircolazione, si riscontra una instabilizzazione della fiamma che tende a distaccarsi dal bruciatore.
Questa elevata irregolarità non è gradita in quanto può portare allo spegnimento della fiamma con il
rischio di formazione di miscele esplosive. Lo spegnimento è inevitabile quando la temperatura di
processo non è sufficientemente alta. Tale livello di temperatura, al di sotto del quale non si ha più
reazione di ossidazione, dipende naturalmente dal tipo di combustibile. Infine, quando il grado di
ricircolazione è sufficientemente elevato, ed elevata risulta anche la temperatura di processo, cambia il
regime di combustione ottenendo una combustione distribuita, priva di picchi di temperatura e poco
luminosa. Nel 1977 venne registrato il marchio FLOX (FLameless OXidadation) e brevettata a livello
mondiale la tecnica dell’ossidazione flameless.
L’attività di ricerca ha dato luogo allo sviluppo di una serie di prodotti in uno svariato campo di
applicazioni. La maggior parte dei bruciatori FLOX sono stati installati in forni per la fusione e per il
trattamento termico dei metalli in genere ed in particolare degli acciai. Grazie all’attività di ricerca
sono stati progettati bruciatori rigenerativi ceramici e a tubi radianti condotti in regime di combustione
flameless. E’ stato anche sviluppato un motore Stirling alla base di in una unità a ciclo combinato per
la produzione di energia elettrica e calore.
Sul principio della ossidazione flameless, sono stati finanziati numerosi progetti. Ad esempio, il
sistema sviluppato all’interno del programma OXYFLAM [15], finanziato da un consorzio di otto
7
Combustione diluita
compagnie (AGA, Air Liquid, Gaz de France, Hoogovens, Linde, Nippon Sanso, Tokyo Gas, IFRF), si
basa su di una ampia separazione dei flussi di combustibile e comburente e su di una regolabile
distribuzione di quest’ultimo in tre differenti flussi, promuovendo una forte diluizione da parte dei gas
combusti, residenti all’interno del forno. Con questo tipo di combustione la zona di reazione risulta
completamente trasparente. Solitamente, il colore giallo della fiamma può essere attribuito alla
presenza di residui carboniosi che irradiano nel campo del visibile quando il picco di temperatura da
essi raggiunto è sufficientemente superiore alla temperatura delle pareti. La trasparenza della fiamma è
un indicatore dell’elevata uniformità del campo termofluidodinamico raggiunta all’interno della
camera di combustione [16]. I principali vantaggi raggiunti con questa soluzione sono un’elevata
omogeneità della temperatura delle pareti e del carico nonché un’elevata efficienza di combustione e
bassissime emissioni di NOx. In particolare, è stato mostrato come le emissioni di NOx possano essere
correlate al grado di diluizione dei flussi reagenti con i prodotti di combustione.
Le applicazioni rigenerative, abbinate all’ossidazione flameless, nel campo dell’industria di processo
ad alta temperatura sono innumerevoli. Si riportano, ad esempio, due esperienze nell’industria
francese in cui è stata coinvolta Gaz de France: la prima esperienza è legata ad un nuovo forno di
forgiatura equipaggiato con bruciatori autorigenerativi per la FORCAST International in Thionville;
l’altra relativa all’aggiunta di uno scambiatore di calore, al fine di recuperare l’entalpia dei gas di
scarico per preriscaldare l’aria comburente, in un forno per trattamenti termici. In entrambi i casi,
grazie al raggiungimento di un regime di combustione flameless, si sono ottenuti livelli estremamente
bassi di emissioni di ossidi di azoto pur avendo elevate temperature di preriscaldamento dell’aria [17].
1.2
Formazione di NOx
Gli ossidi di azoto (generalmente indicati con la sigla NOx ad indicare i diversi possibili stati di
ossidazione dell’azoto) sono principalmente costituiti da NO e in percentuale minima da NO2 [18]. I
principali meccanismi di formazione degli ossidi d’azoto possono essere classificati, secondo quanto
proposto da Bowman, in tre categorie: 1) thermal NOx, la cui formazione è fortemente influenzata
dalle temperature raggiunte in camera di combustione, in accordo con il meccanismo di Zeldovich; 2)
meccanismi in cui la formazione di NO è più rapida di quanto previsto dal meccanismo precedente, ad
esempio: prompt NOx, la cui formazione è legata a radicali idrocarburici in zone ricche ed a bassa
temperatura (in accordo con quanto proposto da Fenimore); ossidazione attraverso la formazione
intermedia di N2O; come risultato di concentrazioni in superequilibrio di radicali O ed OH in aggiunta
allo schema di Zeldovich; 3) fuel NOx, la cui formazione è legata agli atomi di azoto presenti nel
combustibile.
8
Combustione diluita
1.2.1
Thermal NOx
Questi ossidi di azoto si formano ogni qualvolta ossigeno ed azoto si miscelano ad elevata
temperatura. Si tratta del principale meccanismo di formazione di NOx in presenza di combustibili
puliti ovvero privi di sostanze azotate. Quindi, la formazione di NOx in base a questo meccanismo è un
problema da affrontare se si utilizza aria come comburente. La reazione globale di ossidazione
dell’azoto è la seguente:
N 2 + O2 ⇔ 2 NO .
Naturalmente, il meccanismo di ossidazione è più complesso ed è stato descritto per la prima volta da
Zeldovich nel 1946. Secondo Zeldovich il meccanismo di reazione è il seguente:
N 2 + O ⇔ NO + N
O2 + N ⇔ NO + O
.
Le sempre più stringenti limitazioni sulle emissioni di ossidi di azoto hanno portato ad includere
un’ulteriore reazione nella catena di reazione ovvero:
N + OH ⇔ NO + H .
Questa, insieme alle due precedenti, dà luogo al cosiddetto meccanismo di Zeldovich esteso.
In generale questo meccanismo di ossidazione si accoppia con il meccanismo di ossidazione del
combustibile tramite le specie ossidanti O2, O, OH. Tuttavia, in quei processi in cui l’ossidazione del
combustibile è completa prima che la formazione di NOx sia significativa, i due processi possono
essere disaccoppiati. In questo caso, se le scale temporali sono sufficientemente grandi, è possibile
ritenere che le concentrazioni di N2, O2, O e OH sono all’equilibrio e l’azoto atomico, N, è in
condizioni stazionarie. Questo naturalmente semplifica notevolmente il calcolo della formazione degli
ossidi di azoto.
Se si tiene conto che l’energia di attivazione della prima reazione è molto elevata (|Ea| = 319.046
kJ/kmol) diventa chiara la forte dipendenza della formazione di NO dal livello di temperatura. Una
regola empirica afferma che questo meccanismo di formazione di NO non è rilevante se le temperature
sono al di sotto di 1800K.
1.2.2
Prompt NOx
La formazione di NOx in base a questo meccanismo proposto da Fenimore è intimamente legata alla
chimica di combustione degli idrocarburi. Studiando la combustione di fiamme laminari premiscelate,
Fenimore si accorse che alcuni NO venivano prodotti molto prima di quanto ci si sarebbe aspettato in
base al meccanismo di Zeldovich (ecco perché il nome prompt NOx). Lo schema generale proposto da
9
Combustione diluita
Fenimore prevede che radicali idrocarburici reagiscono con l’azoto molecolare per formare ammine o
acido cianidrico. Questi vengono convertiti in composti di transizione che alla fine portano alla
formazione di NO. Le reazioni primarie individuate da Fenimore sono:
N 2 + CH ⇔ HCN + N
N2 + C
⇔ CN + N
.
Per rapporti di equivalenza inferiori a 1.2 la conversione di HCN in NO può essere schematizzata
come segue:
HCN + O ⇔ NCO + H
NCO + H ⇔ NH + CO
1.2.3
NH
+H
⇔N
+ H2
N
+ OH ⇔ NO + H
.
Fuel NOx
Nel caso in cui il combustibile presenta azoto combinato all’interno della sua struttura molecolare,
questo può dar luogo alla formazione di ossidi di azoto. Tra l’altro bisogna considerare che l’azoto
legato agli idrocarburi presenta legami più deboli rispetto a quelli che lo legano nella molecola
d’azoto. In particolare, il carbone può essere ricco di azoto finanche ad un 2% in massa. In questi casi
l’azoto molecolare legato è rapidamente convertito in acido cianidrico, HCN, o ammoniaca NH3. Per il
resto il meccanismo di formazione segue quello dei prompt NOx. In Fig. 1.4 è riportato lo schema
proposto da Miller e Bowman.
Fig. 1.4 Produzione di NO associato con prompt e fuel NOx.
10
Combustione diluita
1.3
Caratteristiche della combustione diluita
L’interesse nei confronti dei processi di combustione con comburenti fortemente diluiti e
notevolmente preriscaldati deriva dallo sviluppo di nuove tecnologie di combustione stimolate da
sempre più stringenti richieste di riduzione di emissioni inquinanti e risparmio energetico. Infatti,
l’efficienza termica delle fornaci nell’industria di processo ad alta temperatura dipende, anche se non
esclusivamente, dal grado di recupero del calore attraverso il preriscaldamento dell’aria. Naturalmente
un’elevata efficienza vuol dire una minore richiesta di combustibile e quindi una ridotta emissione di
inquinanti (ad esempio, NOx e gas serra). Alti livelli di preriscaldamento possono essere compatibili
con i limiti sulle emissioni di ossidi di azoto solo se si ricorre ad una forte diluizione altrimenti si
incorrerebbe in un eccessivo incremento di temperatura all’interno della camera di combustione.
Nelle condizioni di combustione diluita, il sistema evolve seguendo meccanismi di reazione che
differiscono a seconda del livello di diluizione stesso e questo ha una notevole influenza sul tempo
caratteristico del processo. Questo tipo di tecnologia si caratterizza per la realizzazione di ampie zone
di combustione all’interno delle quali i profili di temperatura e di concentrazione delle specie chimiche
sono pressoché uniformi, si assiste ad una notevole riduzione delle emissioni acustiche nonché ad una
quasi totale assenza delle tipiche emissioni luminose nel campo visibile con uno spostamento verso le
bande dell’infrarosso.
Il livello di diluizione influisce, tra l’altro, sui limiti di infiammabilità (superiore ed inferiore), i quali
tendono a convergere con l’aumentare della quantità di diluente [19]. Inoltre, esiste anche una
dipendenza dei limiti di infiammabilità dalla specie chimica che costituisce il diluente. In Fig. 1.5 si
riporta il grafico dei limiti di infiammabilità nel caso di miscele metano-aria-diluente a 25°C e
pressione atmosferica.
In particolare, la concentrazione del diluente è così alta che la composizione iniziale risulta al di fuori
dei limiti di infiammabilità non consentendo ad un processo deflagrativo di propagarsi. Per consentire
l’ossidazione del combustibile è quindi necessario introdurre i reagenti ad una temperatura superiore a
quella di autoaccensione del combustibile.
Nelle camere di combustione ad alta temperatura il processo di mescolamento tra combustibile e
comburente può essere controllato in modo tale da ottenere una combustione “flameless” ovvero in
assenza di un evidente fronte di fiamma visibile. I profili di temperatura sono fortemente legati alla
distribuzione delle condizioni di mescolamento e non si discostano molto dalle temperature dei
prodotti della combustione ricircolanti. L’assenza di picchi di temperatura consente di inibire la
formazione di ossidi di azoto e quindi di abbatterne le emissioni. Inoltre, in queste condizioni, la
formazione di NOx non risente del livello di preriscaldamento dell’aria, caratteristica questa che è
molto importante nell’industria dei processi ad alta temperatura.
11
Combustione diluita
Fig. 1.5 Limiti di infiammabilità
Diversamente, nel caso di una fiamma tradizionale, il profilo di temperatura presenta un picco in
corrispondenza del fronte di fiamma (essenzialmente una superficie sottile) in prossimità del
bruciatore che poi decresce a valle man mano che si completa l’ossidazione. I picchi di temperatura
sono i principali responsabili della formazione di ossidi di azoto per effetto termico (thermal NOx) in
accordo con il meccanismo descritto da Zeldovich. Bruciatori “Low-NOx” ricorrono principalmente
allo “staging” ovvero alla realizzazione di zone quasi stechiometriche ad alta temperatura che, a
seguito della minore affinità dell’azoto rispetto al carbonio per l’ossigeno, non favoriscono la
formazione di NOx, seguite da zone in cui l’aria consente di completare la reazione di combustione ma
dove ormai le temperature sono sufficientemente basse da non rendere significativa l’ossidazione
dell’azoto. Tuttavia, ricorrendo alla combustione flameless, si è in grado di ridurre di un ordine di
grandezza le emissioni di NOx rispetto anche all’utilizzo dei migliori bruciatori “Low NOx”. Infatti, la
combustione diluita non solo inibisce la formazione dei thermal NOx attraverso l’eliminazione dei
picchi di temperatura, come visto prima, ma ha anche un effetto positivo nel contrastare la formazione
di prompt-NOx in quanto riduce la quantità dei radicali precursori della formazione degli ossidi di
azoto in accordo a questo meccanismo di formazione [20]. Infine, anche i fuel NOx sono soggetti ad un
processo di riduzione dando origine ad azoto molecolare.
12
Combustione diluita
Un’altra caratteristica interessante quando si intende realizzare la combustione diluita, è la maggiore
semplicità di progettazione del bruciatore. Infatti, nella progettazione di un bruciatore tradizionale la
principale esigenza è quella di riuscire a stabilizzare la fiamma. Tipicamente, si ricorre a “bluff body”
o a “swirler” per creare zone di ricircolazione in grado di richiamare i prodotti di reazione caldi che
riscaldano i reagenti in modo tale da portarli oltre la temperatura di ignizione innescando un
meccanismo di reazione stabile. E’ necessario avere forti gradienti di temperatura e concentrazione
delle specie chimiche in uno spazio confinato in modo tale che il fronte di fiamma possa diffondersi a
monte compensando la convezione dei reagenti freddi. La stabilità di fiamma è fondamentale per due
motivi: - garantisce una velocità di reazione costante e controllata; - fornisce segnali affidabili (ad
esempio, emissioni di radiazioni UV) al fine di garantire la sicurezza del processo.
Nei processi ad alta temperatura, oltre la temperatura di auto-accensione del combustibile, l’esigenza
di un fronte di fiamma stabile attaccato al bruciatore viene meno. Infatti, la normativa non impone più
il ricorso a sistemi automatici di spegnimento del bruciatore, in caso di assenza di fiamma, purché la
temperatura della camera di combustione si mantenga stabilmente oltre i 700°C. L’unica
preoccupazione deve essere quella di garantire energia cinetica sufficiente ai flussi reagenti affinché
possano mescolarsi completamente all’interno della camera di combustione con i prodotti della
combustione poiché, al di sopra della temperatura di auto-accensione del combustibile, si avrà
comunque una ossidazione completa. L’eliminazione del fronte di fiamma attaccato al bruciatore è
vantaggioso anche per ridurre gli stress termici nei materiali ceramici che compongono i bruciatori e i
corpi rigenerativi.
Un aspetto importante che caratterizza la combustione “flameless” è la riduzione delle emissioni
acustiche della fiamma: durante i test realizzati presso i laboratori della WS GmbH sono state
registrate riduzioni delle emissioni acustiche di circa 15dBA [5]. Infatti, con l’assenza di un fronte di
fiamma viene meno una delle principali cause di rumore ovvero i fenomeni di accensione ed
estinzione locali tipici della dinamica del fronte di fiamma stesso.
1.4
Combustione MILD
Un particolare sottogruppo della tecnologia HiTAC che sta riscuotendo particolare interesse in tutta la
comunità scientifica è la combustione MILD (Moderate and Intensive Low oxygen Diluted
combustion) [21]. L’interesse per la combustione in regime MILD è attestata, tra l’altro, dall’elevato
numero di bruciatori che sono stati sviluppati e studiati sia in campo accademico che industriale
(Katsuki and Hasegawa, 1998; Ishiguro et al., 1998; Plessing et al., 1998; Gupta and Hasegawa, 1999;
Weber, 1999; Wünning and Wünning, 1997).
13
Combustione diluita
Al fine di darne una definizione rigorosa è necessario fare prima una considerazione.
Tradizionalmente i processi di combustione vengono distinti in base alla loro temperatura. E’ tipico
classificare questi processi in processi a bassa, media o alta temperatura. Quando però in un processo
di combustione c’è più di una temperatura che risulta rilevante ai fini della combustione la situazione
diventa più complicata. Questa difficoltà diventa evidente in quei processi in cui si devono poter
controllare contemporaneamente le temperature minima e massima. Risulta ad esempio difficile poter
parlare di una combustione a bassa temperatura (perché è necessario tener bassa la temperatura di
processo) quando i reagenti vengono fortemente preriscaldati. Per una classificazione di questi
processi è pertanto meglio ricorrere a domini bidimensionali in cui si considera contemporaneamente
la temperatura di ingresso dei reagenti e l’incremento di temperatura che questi subiscono durante il
processo. Come temperatura di riferimento per entrambi gli assi si ricorre alla temperatura di
autoaccensione del combustibile in condizioni stechiometriche. Alla luce di quanto detto, risulta
immediata la comprensione della definizione di combustione MILD che è stata data da Cavaliere e de
Joannon nel 2004: “un processo di combustione può essere definito MILD quando la temperatura di
autoaccensione del combustibile è inferiore alla temperatura di ingresso dei reagenti e superiore al
massimo incremento di temperatura raggiunto all’interno della camera di combustione”. La
temperatura di autoaccensione a cui si fa riferimento è la temperatura di autoaccensione di una miscela
omogenea aria/combustibile in condizioni stechiometriche [22].
Nel piano bidimensionale oltre alla combustione MILD è possibile definire altri due regimi di
combustione stabile: feedback combustion; high temperature combustion (Fig. 1.6).
Fig. 1.6 Regimi di combustione
14
Combustione diluita
La combustione MILD si differenzia da questi altri due regimi di combustione in quanto la reazione
non sarebbe in grado di autosostenersi se non venissero preriscaldati i reagenti. Al contrario sia la
feedback combustion che la high temperature combustion soddisfano la condizione necessaria per
l’autosostentamento della fiamma, ovvero il calore rilasciato dal processo di combustione è sufficiente
a sostenere la temperatura minima richiesta dal processo di combustione stesso.
All’interno del regime di combustione MILD è possibile inserire sicuramente la combustione
flameless, i processi di reforming e quelli di pirolisi. A rigore però, il concetto di combustione
flameless è più legato alle caratteristiche della camera di combustione che non alle caratteristiche
termochimiche dei reagenti. Infatti, la definizione di combustione flameless si riferisce più che altro
alla peculiare caratteristica di una ridottissima emissione nel campo del visibile nella regione di
ossidazione. Tale comportamento è dovuto ad una uniforme distribuzione delle condizioni
termodinamiche e delle concentrazioni delle specie chimiche all’interno della camera di combustione.
Tuttavia, questi regimi di combustione sono comunque caratterizzati da una elevata temperatura di
ingresso dei reagenti nonché da una forte diluizione dell’aria comburente.
Nel caso della combustione MILD l’irraggiamento favorisce l’omogeneizzazione del campo
termodinamico. Infatti, nella prima zona di ossidazione, a seguito della presenza di diluenti come CO2
e H2O ed a seguito delle più alte temperature per il preriscaldamento del comburente, aumenta
l’intensità del flusso radiante nel campo dell’infrarosso. Diversamente, nella zona di post-combustione
le temperature sono più basse e le concentrazioni dei gas combusti non differiscono molto da quelle
nella prima zona di ossidazione, pertanto il flusso radiante si riduce.
Nella combustione di tipo MILD, la presenza di un elevato tenore di diluente, che non partecipa
direttamente ai meccanismi di reazione, sposta la composizione del flusso in ingresso al di fuori dei
limiti di infiammabilità cosicché non è possibile avere una propagazione di fiamma di tipo
deflagrativo. Per poter rendere possibile l’ossidazione del combustibile, è quindi necessario
preriscaldare i flussi reagenti oltre la temperatura di autoaccensione del combustibile.
Una grande interazione tra il mescolamento turbolento e la cinetica chimica (Numero di Damkoehler
circa unitario, [23]), si è rivelata la principale caratteristica in questo regime di combustione. In
particolare, le fluttuazioni termochimiche sono responsabili della delocalizzazione della reazione
distribuendo il rilascio di calore.
Sintetizzando, nel regime MILD, subito a valle delle zone di ingresso dei flussi reagenti, si ottiene un
elevato livello di omogeneità con la zona di reazione che si estende alla quasi totalità del dominio, con
ridotti gradienti di temperatura e di concentrazione delle specie chimiche [24]. Si favorisce così una
combustione caratterizzata dall’assenza di una fiamma visibile, da un abbattimento delle emissioni
inquinanti e da un ridotto rilascio di energia acustica [25]. In particolar modo, per quel che riguarda le
emissioni inquinanti, proprio l’assenza di picchi di temperatura risulta sfavorevole alla formazione di
15
Combustione diluita
NOx (sia secondo il meccanismo termico, sia secondo il meccanismo prompt) e di particolato
incombusto.
1.5
Applicazioni
In questi anni, l’attività di ricerca è stata focalizzata soprattutto sull’analisi (in piccoli impianti da
laboratorio [26], [27], [28]) della struttura della fiamma associata con la tecnologia HiTAC usando
combustibili gassosi quali metano, propano, GPL, gas di processo, nonché alcuni combustibili liquidi
pesanti; all’analisi della formazione di agenti inquinanti, inclusi gli NOx; alla realizzazione di impianti
pilota dimostrativi [29]; alle misure sul campo su installazioni operanti [30].
In particolare, l’attività di ricerca sulla combustione diluita è stata mirata soprattutto alle fornaci e alle
caldaie per applicazioni industriali. In tutti i casi, i principali risultati possono sintetizzarsi in un
significativo risparmio energetico (fino al 60%), in una riduzione delle emissioni e nella realizzazione
di sistemi più compatti. La combustione diluita si è dimostrata particolarmente efficace anche nel caso
in cui si utilizzino combustibili a basso potere calorifico in quanto in questo tipo di ossidazione non è
presente il problema della stabilizzazione della fiamma, punto critico di tale tipo di combustibili nella
combustione di tipo tradizionale [1]. Tuttavia il principio di base della combustione diluita è valido per
qualsiasi tipo di combustibile. Questa può essere vista come un decisivo passo avanti nella tecnologia
di combustione e mostra di avere un grande potenziale per lo sviluppo di ulteriori apparecchi in cui la
combustione ha un ruolo fondamentale.
Un campo interessante per la combustione diluita è la combustione dei rifiuti solidi urbani, delle
biomasse, dei rifiuti industriali e dei rifiuti speciali, quali sostanze chimiche e scarti farmaceutici [31].
Questi prodotti risultano particolarmente difficili da trattare e il ricorso agli inceneritori non è una
soluzione accettabile. In questi casi è possibile procedere alla conversione in combustibili gassosi che
invece possono essere bruciati con elevata efficienza di combustione. Possono infine essere trattati i
composti organici volatili che sono da considerarsi inquinanti per l’ambiente e che con questa
tecnologia possono essere completamente distrutti e bruciati senza dar luogo alla formazione di
inquinanti pericolosi quali diossine.
Altro campo di interessante applicazione della combustione HiTAC è quello delle celle a
combustibile.
Intensa è l’attività di ricerca per comprendere come cambiano i processi ossidativi nella combustione
diluita ad alta pressione [32]. Una promettente applicazione della tecnologia “flameless” per bruciatori
di turbine a gas è attualmente allo studio: un prototipo di bruciatore appositamente progettato
garantisce bassissime emissioni di NOx e sembra superare i problemi di fluttuazioni o di “humming”
16
Combustione diluita
che affliggono i bruciatori a fiamma premiscelata utilizzati nelle turbine a gas, dove la stabilizzazione
del fronte di fiamma è un punto cruciale.
Inoltre l’intrinseca uniformità di fiamma della combustione “flameless”, la rende particolarmente
idonea per i processi di reforming dell’idrogeno. Infatti il processo di reforming è eseguito solitamente
all’interno di tubi verticali riempiti di un catalizzatore riscaldati dall’esterno. L’uniformità di
temperatura è essenziale per ottenere elevata produttività, un notevole controllo del processo nonché
una riduzione delle tensioni a seguito di difforme campo di temperature.
Una azienda legata alla WS ha realizzato dei minireformer per la produzione decentralizzata di
idrogeno (da 5 a 200 Nm3/h) in future stazioni di servizio per il rifornimento di idrogeno dei veicoli.
Attualmente, impianti di questo tipo sono stati installati negli aeroporti di Monaco e Madrid per il
rifornimento degli autobus ad idrogeno per il servizio passeggeri [33].
Risultati incoraggianti, in termini di ridotte emissioni di NOx, si sono ottenuti anche durante test ad
elevata pressione, che possono essere applicati nei sistemi di sequestro della CO2.
La tecnologia di combustione flameless può risultare interessante anche nel campo della produzione di
vapore ad alta temperatura, tenendo conto dei vantaggi ad essa abbinati: abbattimento della
formazione di thermal NOx, particolato e composti organici; combustione stabile senza un fronte di
fiamma anche con combustibili a basso potere calorifico; limitate vibrazioni ed emissioni acustiche
per l’assenza di un fronte di fiamma; migliore efficienza.
Di per sé, la riduzione delle emissioni di NOx non è sufficiente a giustificare lo sviluppo di una nuova
tecnologia di combustione tenuto conto che tecniche ormai consolidate quali l’OFA (Over Fire Air)
consentono di operare tranquillamente al di sotto dei limiti imposti dalla legge in termini di emissioni.
L’adozione della tecnologia flameless può essere giustificata anche nel caso in cui vengano utilizzati
oli pesanti o residui contenenti composti organici difficilmente combustibili. In questo caso, il basso
costo dei combustibili abbinato alle ridotte emissioni legate a questo tipo di combustione
giustificherebbero l’investimento.
Un importante campo di applicazione della combustione mild è quello dell’hot windbox repowering in
cui si utilizzano i gas provenienti da una turbina a gas come comburente per una caldaia tradizionale
ad olio combustibile [34]. Tale utilizzo è reso possibile in seguito all’elevato tenore di ossigeno ancora
presente nei gas di scarico delle turbine a gas (10-15%) per effetto dell’elevato rapporto
aria/combustibile tipico di questa applicazione.
L'interesse impiantistico del repowering è legato a vari fattori: aumento del rendimento complessivo di
impianto; incremento dell’output di potenza grazie all’aggiunta della turbina a gas; miglioramento dei
costi di esercizio; utilizzazione di impianti esistenti che altrimenti verrebbero dismessi perché non più
competitivi sul mercato.
17
Combustione diluita
Naturalmente sono necessari interventi sull’impianto in quanto l’utilizzo dei gas di scarico come
comburente determina una modifica sulla distribuzione dei flussi di calore e delle temperature sui vari
banchi. Infatti a seguito del repowering si assiste ad un aumento delle temperature in ingresso rispetto
alle condizioni di progetto mentre la temperatura di fiamma risulta inferiore a causa della minore
quantità di ossigeno e della maggiore quantità di inerti da riscaldare.
Questo tipo di interventi ha effetti benefici in termini di impatto ambientale in quanto le più basse
temperature di fiamma possono determinare una riduzione delle emissioni di NOx.
Valutazioni termodinamiche stabiliscono che interventi di questo tipo su impianti a vapore di vecchia
generazione da 320 MW, possono consentire un aumento di rendimento compreso tra il 10 e il 15% ed
aumenti di potenza tra 35 e 40%. Come già accennato precedentemente, la convenienza economica di
un tale intervento potrebbe non essere garantita sulla sola base di questi due risultati. Tuttavia, la
riduzione delle emissioni di NOx legata a questo tipo di intervento è un parametro certamente
favorevole per la fattibilità dell’intervento. Infatti risulta particolarmente interessante la possibilità di
contenere le emissioni di NOx senza peggiorare l’efficienza della combustione e la funzionalità
dell'impianto e senza dover ricorrere ad accorgimenti costosi per garantire il rispetto delle sempre più
stringenti normative sull’impatto ambientale di questo tipo di impianti.
Un altro campo di applicazione è quello dei forni a tubi radianti, in cui i materiali da trattare
termicamente ricevono calore per irraggiamento evitando ogni contatto o contaminazione da parte dei
prodotti della combustione [35].
Il miglioramento dell’efficienza della combustione si giustifica con un miglior utilizzo del
combustibile attraverso una riduzione dell’eccesso d’aria richiesto per evitare la formazione di
emissioni di monossido di carbonio.
Una proposta innovativa di applicazione della combustione mild è quella di introdurre il combustibile
gassoso durante la fase di espansione in un ciclo di turbina a gas [36]. L’ipotesi di base è che la portata
di combustibile introdotta sia tale che il calore rilasciato nel processo di combustione bilanci stadio per
stadio il lavoro di espansione. In questo modo sarebbe possibile avere una espansione molto prossima
ad una trasformazione isoterma. Naturalmente questo tipo di trasformazione non è possibile con le
attuali generazioni di turbine a gas.
Il nuovo ciclo di turbina a gas prevede (Fig. 1.7): una compressione adiabatica; una fase di
preriscaldamento a spese dei gas di scarico della turbina fino ad una temperatura superiore a quella di
autoaccensione del combustibile; una fase di espansione durante la quale viene introdotto il
combustibile attraverso condotti realizzati direttamente nelle pale della turbina in maniera tale che il
lavoro di espansione sia bilanciato dal colore di combustione.
La fase di espansione, tuttavia, non può essere completamente isoterma ma deve necessariamente
presentare un incremento di temperatura in modo tale da garantire il corretto funzionamento del
18
Combustione diluita
recuperatore di calore per preriscaldare l’aria. Questo ciclo, di fatto, approssima un ciclo Ericsson
garantendo un elevato rendimento.
Fig. 1.7 Ciclo innovativo di turbina a gas
Infine è possibile elencare ulteriori campi di utilizzo di tale tecnica di combustione quale: caldaie a
vapore alimentate con polverino di carbone; sistemi di incenerimento e di fusione delle ceneri;
riscaldatori per processi petrolchimici come il cracking dell’etilene; distruzione di inquinanti
combustibili ancora presenti nei fumi di processi industriali prima della loro dispersione in atmosfera;
caldaie domestiche; micro-combustori per turbine a gas dedicate alla produzione di energia elettrica;
motori a combustione interna.
1.6
Attività numerica
All’attività di tipo sperimentale è stata affiancata un’intensa attività di tipo numerico [37], [38], [39],
[40]. Questa è basata prevalentemente sull’utilizzo di codici commerciali.
Ad esempio, i ricercatori dell’International Flame Research Foundation (IFRF) usano il FLUENT,
quale codice CFD di base, sin dal 1987. In particolare, presso questo centro sono state elaborate
diverse UDF (User-Defined Function) per estendere le potenzialità del codice stesso. Per quanto
riguarda i modelli di combustione, calcolano le reazioni chimiche facendo riferimento all’Eddy
Dissipation Concept (EDC), e usano meccanismi ridotti a due step sia nel caso della combustione del
metano che dell’etano. Effettuano, invece, modifiche sostanziali al codice per quel che riguarda il
post-processing degli NOx. I loro modelli sono convalidati sulla base dei risultati sperimentali ottenuti
presso la loro stazione di ricerca [41].
19
Combustione diluita
Sempre con l’ausilio del FLUENT, Presenti et al. [42] hanno confrontato le prestazioni caratteristiche
di un bruciatore autorigenerativo in condizioni di combustione diluita e i risultati sperimentali ottenuti
su di un impianto pilota. Lo studio è incentrato particolarmente sullo scambio termico e sulle
emissioni di NOx. I test si riferiscono ad un bruciatore a metano FLOX REGEMANT della WS da
200kW. Il dominio di calcolo comprende il bruciatore e tutta la fornace (340000 celle). Nel loro
lavoro, sono stati applicati due differenti modelli di combustione turbolenta: un approccio del tipo
conserved-scalar (mixture fraction) con 15 specie e una beta-PDF per l’interazione tra turbolenza e
cinetica chimica; una formulazione generale finite-rate ad uno step che descrive la reazione globale e
l’EDC per valutare la velocità turbolenta di reazione. Le simulazioni, nello specifico, hanno mostrato
una scarsa influenza del modello di combustione sui risultati. Entrambi i modelli sono stati in grado di
predire correttamente lo scambio di calore e il campo di temperature.
Un altro esempio è lo studio presentato da Correia et al. sull’analisi termofluidodinamica all’interno di
un forno di fusione per il vetro [43].
Si sfruttano codici commerciali anche per affrontare lo studio del mescolamento, dell’evaporazione e
dell’ossidazione di combustibili liquidi bruciati in condizioni di fiamma diluita [44].
Come mostrato con questi esempi, molto è stato fatto per una maggiore comprensione dei meccanismi
alla base dell’ossidazione flameless soprattutto nel caso dell’industria dei processi termici. Tuttavia, le
caratteristiche della combustione flameless la rendono particolarmente attraente per potenziali
applicazioni su turbine a gas industriali, anche se è stato ancora poco studiato il comportamento di tale
regime di combustione ad alta pressione. Un tentativo è stato fatto da Tabacco et al. [45] che, a partire
dalle conoscenze acquisite in condizioni atmosferiche, attraverso l’ausilio di codici CFD (FLUENT
5.4), hanno cercato di valutare le possibili implicazioni nell’uso di questo regime di combustione ad
alta pressione. Il primo passo è stato lo studio numerico del comportamento termofluidodinamico di
un bruciatore industriale WS-FLOX esercito ad una pressione di 10 atm. Il secondo passo è stato lo
studio della cinetica chimica ad alta pressione dell’ossidazione flameless attraverso l’utilizzo del
CHEMKIN. I risultati sono stati confrontati, in entrambi i casi, con i dati sperimentali registrati in
condizione atmosferica al fine di valutare l’effetto della pressione. Le simulazioni si riferiscono
all’impianto sperimentale presente presso la Divisione di Tecnologia della Combustione dell’ENEA
(Centro Ricerche “La Casaccia”, Roma) dove è installato un bruciatore FLOX Rekumat C150 B, che
si basa sulla tecnologia flameless. Il calcolo delle emissioni di NOx è effettuato in fase di postprocessing.
Facendo riferimento allo stesso impianto sperimentale, sono state condotte anche simulazione di tipo
LES per valutare le non-stazionarità presenti all’interno del forno, quando questo è condotto in regime
di ossidazione flameless [46]. Oltre all’utilizzo del modello SGS (SubGrid Scale) di Smagorinsky per
tutte le equazioni di trasporto, attraverso il ricorso a UDF è stato implementato un modello frattale
20
Combustione diluita
(FM) per descrivere la combustione turbolenta. Questo è un modello di subgrid di tipo eddy viscosity
che descrive la fisica delle piccole scale di turbolenza basandosi sul concetto fenomenologico della
cascata dei vortici e assume che le reazioni chimiche abbiano luogo solo a livello delle scale di
turbolenza dissipative. Queste strutture sono modellate come reattori a perfetto mescolamento.
Payet et al. [47] utilizzano un approccio DNS al fine di determinare l’impatto della diluizione dovuta
ai gas combusti ricircolanti sulla struttura della fiamma.
Quanto riportato non vuol essere assolutamente esaustivo di quanto si è fatto e si sta facendo
nell’ambito della ossidazione flameless, ma vuol mostrare l’intensa attività di ricerca che coinvolge
molti gruppi di ricerca in campo internazionale.
21
Capitolo 2
Impianto sperimentale
L’apparato sperimentale, realizzato presso la sezione di Macchine ed Energetica del DIMeG
(Dipartimento di Ingegneria Meccanica e Gestionale), è stato studiato e progettato nell’ottica di
garantire massima flessibilità e variabilità dei parametri di processo in modo tale da consentire
l’esecuzione di campagne sperimentali mirate alla valutazione dell’effetto dei principali parametri
(tenore di ossigeno in ingresso, temperatura in ingresso, indice d’ossigeno, ecc.) sul processo di
combustione in regime di fiamma diluita.
Si è scelto di dimensionare l’impianto in modo tale da operare su bruciatori da 100 kW.
2.1
Descrizione dell’impianto
In una fase preliminare si è pensato alla realizzazione di un impianto con ricircolo esterno dei gas
combusti per la diluizione dell’aria comburente. Questa soluzione risulta particolarmente interessante
in quanto tutte le emissioni inquinanti sono univocamente attribuibili al funzionamento del bruciatore.
Lo schema d’impianto, prevedeva: un recuperatore di calore, a valle del forno sperimentale, in cui
raffreddare i fumi e contemporaneamente preriscaldare l’aria comburente; un riscaldatore elettrico per
poter controllare la temperatura dell’aria; una soffiante, resistente ad elevate temperature, con valvola
di regolazione per effettuare il ricircolo esterno dell’opportuna quantità di fumi da utilizzare come
diluente. Purtroppo, tale schema di impianto è stato abbandonato sia per problemi di disponibilità di
spazi che per problemi di budget a disposizione.
Pertanto la scelta è ricaduta su uno schema impiantistico più semplice con il ricorso ad un bruciatore
ausiliario per la generazione del diluente (Fig. 2.1). In questa configurazione, la linea di immissione
dell’aria si sdoppia: una parte dell’aria viene inviata al bruciatore ausiliario; la restante parte viene
reimmessa, tramite una giunzione a T, allo scarico del forno ausiliario. La linea prosegue con tratti
refrigerati ad acqua e con uno scambiatore aria/comburente che può essere eventualmente bypassato.
22
Tale configurazione consente di poter controllare sia il tenore di ossigeno sia la temperatura del
comburente che giunge al forno sperimentale.
Dal forno sperimentale, i fumi vengono allontanati e fatti passare attraverso un tratto incamiciato
refrigerato ad acqua e, dopo il campionamento, ulteriormente raffreddati per mezzo di un
attemperatore. Infine, i fumi sono definitivamente espulsi dal camino.
L’impianto è a tiraggio bilanciato, ovvero è dotato di un ventilatore premente sulla linea di immissione
dell’aria, prima del suo sdoppiamento, e di un ventilatore aspirante a valle del forno sperimentale che
convoglia i fumi al camino. Tale configurazione consente di regolare le portate di comburente
mantenendo il forno sperimentale costantemente in depressione (∆P = -50 mmH2O). Questo garantisce
l’operatività del forno in condizioni di sicurezza. Inoltre, si ha il vantaggio di evitare la
predisposizione per il finestrino in quarzo (montato sul forno sperimentale) di un sistema di iniezione
di aria compressa per il raffreddamento e contro la fuoriuscita di gas ad alta temperatura.
Fig. 2.1 Schema d’impianto del laboratorio di combustione diluita presso il DIMeG
Tutto l’impianto è gestito da un software dedicato, appositamente realizzato in ambiente LabVIEW.
2.1.1
Ventilatore premente
E’ stato scelto un ventilatore centrifugo ad alto rendimento con palettatura curva rovescia modello
VA802P della ditta Moro S.r.l. (Fig. 2.2) in grado di elaborare alte prevalenze (1000-1200 mmH2O)
con portate relativamente piccole (65-80 m3/h) calettato direttamente ad un motore elettrico trifase ad
una coppia polare. La velocità di rotazione nominale è di 2875 giri/min e la potenza assorbita è di 5.4
23
kW. Il rumore generato da questo ventilatore è 84 dBA. Nella sua esecuzione standard è in grado di
lavorare con fluidi ad una temperatura massima di 60°C. Per evitare che a valvole chiuse il ventilatore
possa andare in pompaggio, a valle dello stesso è stato aggiunto un ramo di scarico collegato alla
condotta di mandata con un giunto ad Y. Su questo ramo, detto “anti-pompaggio”, è presente una
valvola a farfalla ad attuazione manuale.
Fig. 2.2 Ventilatore premente VA 802P della Moro S.r.l.
Dopo il tratto ad Y si ha lo sdoppiamento della linea di mandata. Su entrambi i tratti sono montati un
misuratore di portata a turbina ed una valvola di regolazione a farfalla.
2.1.2
Misuratore di portata a turbina
Si tratta di misuratori di portata volumetrica a turbina tipo SM-RI-X-G 400 della ITI-Instromet (Fig.
2.3) che sono stati scelti per la loro alta rengeability. Nel caso specifico questi consentono di misurare
portate che vanno da 32 a 650m3/h.
In Fig. 2.4 è riportato lo spaccato del misuratore. Il flusso di gas entra nel contatore attraversando un
raddrizzatore di flusso incorporato (1) che corregge il profilo del flusso di gas, aumentandone la
velocità. Ciò consente di ridurre a soli due diametri il tratto rettilineo che deve precedere il misuratore
stesso. Il gas procede lungo il canale di scorrimento (2) e penetra nel rotore a palette parzialmente
sovrapposte (3) che facilitano l'attraversamento guidato della totalità del flusso di gas consentendo di
ricavare la massima energia a bassa velocità del gas. La velocità angolare del rotore a palette è
proporzionale alla media della velocità del gas che fluisce attraverso il contatore. Il gas uscito dal
rotore a palette attraversa un anello di flusso (4) e un canale d’espansione in uscita ideati per
minimizzare la perdita di pressione. La rotazione del rotore a palette è trasmessa tramite un treno
d’ingranaggi (5) e trasferita dal corpo pressurizzato del contatore al numeratore (7) ad esso collegato
mediante accoppiamento magnetico stagno alle fughe di gas (6).
24
Il disco magnetico dell'accoppiamento aziona il numeratore che registra i volumi misurati alle
condizioni operative in atto.
Fig. 2.3 Misuratore di portata a turbina tipo SM-RI-X-G 400 della ITI-Instromet
Fig. 2.4 Spaccato del misuratore volumetrico a turbina
Il misuratore è dotato anche di un interruttore di prossimità Reprox montato sull’albero di trasmissione
in grado di emettere impulsi ad alta frequenza. Alla portata massima la frequenza del segnale è di 160
Hz. Il segnale di uscita è in corrente (1…3 mA) e segue lo standard NAMUR specifico per
applicazioni intrinsecamente sicure. Per acquisire tale segnale su scheda Field Point si utilizza un
25
convertitore di segnale di prossimità optoisolato (modello GM International D1031D) che ha in uscita
un segnale open collector.
2.1.3
Valvole di regolazione
Le portate di alimentazione sui due tratti che trasportano l’aria comburente sono regolate tramite
valvole a farfalla. Si tratta di valvole del tipo Desponia DN100 con esecuzione a wafer (Fig. 2.5),
corpo in ghisa GG25, rivestimento in rilsan e organo di tenuta in gomma EPDM (Etilene Propilene
Diene).
Fig. 2.5 Valvola a farfalla del tipo Desponia DN100
Fig. 2.6 Attuatore a doppio effetto IADA
26
Per determinare il movimento del disco di chiusura, si è optato per un attuatore pneumatico a doppio
effetto modello IADA (Fig. 2.6). Questo necessita di una pressione di comando compresa tra 2 e 8 bar.
Quando l’aria compressa viene fatta entrare attraverso il condotto A, il condotto B viene usato come
scarico, ottenendo una rotazione antioraria dell’albero calettato al disco di chiusura della valvola a
farfalla. Viceversa, quando l’aria compressa viene fatta entrare attraverso il condotto B e fatta uscire
attraverso il condotto A, si ottiene una rotazione oraria (Fig. 2.7).
Fig. 2.7 Principio di funzionamento dell’attuatore pneumatico
Per consentire l’intervento sull’attuatore pneumatico si utilizzano elettrovalvole Festo MEH-5-3G-18B. Eccitando uno dei due solenoidi è possibile mettere in comunicazione uno dei due rami con l’alta
pressione e l’altro con lo scarico. In condizioni di riposo le elettrovalvole tengono entrambe le linee
chiuse (Fig. 2.8).
Fig. 2.8 Schema pneumatico dell’elettrovalvola MEH-5-3G-1-8B della Festo
Ciascuna di queste elettrovalvole è montata sul corrispondente attuatore pneumatico. In questo modo è
possibile stabilire quale valvola deve essere comandata. Inoltre, in corrispondenza di ciascun attuatore
27
pneumatico, è stato montato un potenziometro rotativo in grado di dare un segnale proporzionale alla
posizione angolare del disco di chiusura della valvola a farfalla.
A monte di tutte le valvole, è disposta un’unica valvola proporzionale MPYE-5-M5-010-B pilotata in
tensione (di cui in Fig. 2.9 si riporta lo schema pneumatico) che ha il compito di portare il disco di
chiusura della valvola a farfalla selezionata nella posizione voluta.
Fig. 2.9 Schema pneumatico dell’elettrovalvola MPYE-5-M5-010-B della Festo
Il loop di controllo in retroazione è gestito via software dal programma di gestione dell’impianto
appositamente realizzato.
2.1.4
Bruciatore sul forno ausiliario
Come precedentemente esposto, parte dell’aria comburente viene convogliata ad un forno ausiliario
sul quale è montato un bruciatore commerciale a gasolio (Fig. 2.10). Il forno ausiliario, fornito dal
CCA (Centro Combustione e Ambiente di Ansaldo Caldaie), è cilindrico modulare costituito da 3
moduli aventi un diametro interno di 600mm ed una lunghezza di 400mm per una lunghezza
complessiva di 1200mm. Il forno è dotato di uno strato di refrattario di 80 mm, nonché incamiciato e
refrigerato ad acqua.
Il bruciatore scelto per la generazione del comburente è un bruciatore monostadio modello Cuenod
NC9 H101 (Fig. 2.11) ad aria soffiata con esecuzione monoblocco pressofuso in alluminio, verniciato
con resine epossidiche e con coperchio in ABS, con regolazione della potenza, in maniera discreta, tra
45 e 95 kW. Il bruciatore è dotato di trasformatore d’accensione elettronico, di apparecchiatura di
controllo e di sicurezza e di elettronica a microprocessore per il comando ed il controllo.
La scelta di questo modello di bruciatore commerciale è stata determinata dalla possibilità di condurlo
anche in condizione di aria forzata potendo montare, sull’aspirazione dello stesso, un “kit stagno” di
raccordo alla linea di adduzione dell’aria. Il segnale di accensione del bruciatore è dato direttamente
28
da PC con un segnale digitale che chiude il circuito di alimentazione tramite un relé. Inoltre sulla linea
del segnale digitale è stato montato anche un interruttore manuale che consente di aprire il circuito in
caso di anomalia di funzionamento del bruciatore.
Fig. 2.10 Forno ausiliario
Fig. 2.11 Bruciatore ad olio combustibile Cuenod NC9 H101
29
A valle del forno ausiliario, tramite un elemento a T refrattariato, avviene la miscelazione dei fumi di
combustione (che costituiscono il diluente a bassissimo tenore di ossigeno) con l’aria di bypass che
giunge dall’altro ramo di alimentazione per ottenere il comburente al giusto tenore di ossigeno.
2.1.5
Tratti incamiciati refrigerati ad acqua
La portata di comburente, ad elevata temperatura passa attraverso 3 tratti incamiciati, refrigerati ad
acqua, prima di giungere allo scambiatore di calore aria/comburente. Questi tratti, in AISI316, sono
stati appositamente progettati e fatti realizzare, su nostro progetto, dalla ditta che ha montato
l’impianto.
Fig. 2.12 Esempio di tratto incamiciato refrigerato ad acqua
30
Infatti è stato necessario prevedere opportuni compensatori di dilatazione a piatti (Fig. 2.12) per tener
conto delle differenti dilatazioni dell’incamiciatura (più fredda) rispetto alla tubazione più interna (più
calda). Tutti i tratti, inoltre, sono stati dotati di una presa di pressione, 1/8” Gas, e di un ingresso
filettato, 1/8” NPT, per l’inserimento delle termocoppie.
L’acqua di refrigerazione nei tratti incamiciati circola in controcorrente con l’ingresso nella parte
bassa e l’uscita nella parte alta, al fine di effettuare un primo raffreddamento dei fumi. La circolazione
dell’acqua può essere esclusa di volta in volta, in maniera indipendente per ciascun elemento. L’acqua
di refrigerazione è intercettata da valvole a sfera di tipo on-off. Lo schema di alimentazione dell’acqua
per i tratti refrigerati è stato opportunamente pensato per evitare che possano formarsi improvvise
sovrapressioni nelle fasi di esclusione degli stessi e che sia consentito il completo riempimento degli
stessi senza la formazione di bolle d’aria o di vapore che possano determinare pericolosi punti caldi.
A valle dei tre tratti incamiciati è stato inserito un compensatore di dilatazione a soffietto
opportunamente dimensionato. Prima dello scambiatore è disposto un ulteriore tratto non refrigerato
coibentato sul quale è stato realizzato un accesso per il campionamento del comburente. In questo
modo è possibile conoscere la composizione del comburente che va al forno sperimentale.
2.1.6
Scambiatore aria/fumi
Lo scambiatore aria/fumi, fornito dal CCA, è cilindrico ad asse orizzontale ed è costituito da 16 tubi
alettati attraversati dal comburente. I tubi (lunghezza 1.2 m) sono disposti assialmente con alettatura di
tipo continuo a grande superficie. I tubi sono realizzati in AISI316, mentre le alette sono realizzate in
AISI304, e sono collegati agli estremi da due piastre tubiere una delle quali ha la possibilità di scorrere
longitudinalmente onde compensare le dilatazioni termiche dei tubi durante l’esercizio. Una tenuta a
labirinto previene la fuoriuscita dei fumi. Un ventilatore premente seguito da una valvola a farfalla
attuata pneumaticamente regola la portata d’aria di refrigerazione in controcorrente, in modo tale da
controllare la temperatura del comburente all’ingresso del forno sperimentale. Il sistema di
regolazione della portata di refrigerazione è identico a quello realizzato sulle due linee di
alimentazione dell’aria comburente.
Un by-pass consente di deviare parzialmente o totalmente l’aria che va allo scambiatore nel caso in cui
la temperatura del comburente risulti eccessivamente bassa.
2.1.7
Analizzatore di ossigeno ad ossido di zirconio
La linea prosegue dallo scambiatore con un tratto coibentato su cui e frapposto un compensatore di
dilatazione. E’ stato anche inserito un tratto a T per l’alloggiamento di un analizzatore ad ossido di
zirconio (ZrO2) con lo scopo di controllare il tenore di ossigeno del comburente in ingresso al forno
sperimentale. Tale strumento è il modello Genesis G1210 con l’unità di controllo mod. G1220 della
31
Land (Fig. 2.13). La scelta per il controllo del tenore di ossigeno è ricaduta su questo tipo di strumento
in quanto consente di effettuare la misura direttamente sulla linea con tempi di risposta brevi (5s al
90% del f.s), compatibili con le dinamiche di regolazione dell’impianto. Il segnale in uscita è in
corrente (4…20 mA, isolato).
Fig. 2.13 Analizzatore ossigeno ad ossido di Zirconio
Il tenore di ossigeno è misurato in un esteso campo di misura compreso tra 0 e 25% in volume. E’ uno
strumento sufficientemente preciso (±1% sul fondo scala) e con un’ottima ripetibilità dei risultati
(±0.5% sul fondo scala).
2.1.8
Forno sperimentale
Il forno sperimentale, anch’esso fornito dal CCA, è cilindrico modulare costituito da 3 moduli aventi
le seguenti caratteristiche: diametro interno 600mm e lunghezza 400mm per una lunghezza
complessiva di 1200mm (Fig. 2.14). Il forno termina con un elemento tronco-conico che si chiude
sulla tubazione di scarico dei fumi. Il forno è dotato di un accesso visivo laterale a sezione rettangolare
(dimensioni 100x295mm2). E’ stato acquistato un finestrino in quarzo di opportune caratteristiche
termomeccaniche per consentire la ripresa della combustione. Il forno presenta nella parte alta 4 fori
cilindrici da ¼” per l’inserimento delle termocoppie. Il forno è refrattariato all’interno, nonché
incamiciato e refrigerato ad acqua. Ogni modulo è refrigerato indipendentemente dagli altri, così come
l’accesso visivo ed il tratto tronco-conico. Lo schema realizzato per la refrigerazione di tutti gli
elementi del forno è analogo a quello eseguito per i tratti incamiciati.
32
Fig. 2.14 Forno sperimentale
La linea prosegue con un tratto incamiciato, refrigerato ad acqua, al fine di raffreddare i fumi e di
proteggere la sonda per il campionamento degli stessi. Anche questo tratto è stato progettato e fatto
realizzare appositamente.
2.1.9
Bruciatore sperimentale
Sul forno sperimentale è montato un bruciatore a gasolio appositamente progettato dall’Ing. Saponaro
del CCA (Fig. 2.15). Questo segue la logica dei modelli Low-NOx sviluppati per ridurre la formazione
di ossidi di azoto direttamente in camera di combustione realizzando una combustione a stadi, grazie
alla ripartizione dell’aria comburente su due percorsi diversi regolabili attraverso registri manuali. Sia
il flusso primario che secondario sono dotati di palettature di swirl. In particolare lo swirler dell’aria
primaria è dotato di 4 pale inclinate a 45°, mentre quello secondario è dotato di 6 pale a 40°.
E’ stata posta particolare cura nella realizzazione della testa del bruciatore che presenta 10 coppie di
fori da 2 mm per garantire una continua pulizia dello stesso.
Si distinguono due canne, definite “grande” e “piccola”, che consentono di far variare l’apertura delle
sezioni di passaggio dell’aria primaria e di quella secondaria.
La canna grande può scorrere assialmente e presenta alla punta un deflettore tronco conico. Questo,
variando la posizione relativa alla cavità troncoconica nel refrattario (quarl), consente di variare la
sezione utile per il flusso dell’aria secondaria. La canna grande presenta anche quattro aperture che
consentono ad una parte del flusso in cassa d’aria di dar luogo al flusso di aria primaria.
33
La canna piccola, che fa anche da supporto alla lancia del gasolio a cui è solidale, può scorrere
relativamente alla canna grande in modo tale da variare la sezione utile dell’aria primaria.
Fig. 2.15 Dettaglio del bruciatore
Le posizioni di riferimento scelte per la canna grande e la canna piccola sono tali che sia il deflettore
conico che la testa dell’ugello risultino allineati con la superficie posteriore del refrattario (Fig. 2.16).
Fig. 2.16 Allineamento della canna piccola e di quella grande
34
A partire da queste posizioni è possibile definire la legge di variazione delle sezioni di passaggio
dell’aria secondaria (Fig. 2.17) e primaria (Fig. 2.18) al variare dell’arretramento della canna piccola
(relativamente alla canna grande) e della canna grande (relativamente alla parete posteriore del
refrattario).
Fig. 2.17 Legge di variazione della sezione di passaggio dell’aria secondaria
Fig. 2.18 Legge di variazione della sezione di passaggio dell’aria primaria
35
2.1.10
Analizzatore gas
Per eseguire l’analisi dei fumi, è stato acquistato un analizzatore di gas portatile modello PG250 della
Horiba che consente il monitoraggio continuo di 5 parametri con campi multipli di misura. In
particolare è possibile misurare le seguenti specie chimiche: NOx, CO, CO2, SO2 e O2. La misura degli
NOx è realizzata sfruttando il principio della chemiluminescenza. Lo strumento sfrutta l’assorbimento
delle radiazioni nel campo dell’infrarosso (NDIR) per misurare CO, CO2 e SO2 mentre sfrutta un
rilevatore paramagnetico per la misura dell’ossigeno. Il rivelatore a chemiluminescenza usa un
convertitore a bassa temperatura per trasformare NO2 in NO. La misura dell’NO dà quindi il valore
degli NOx totali. Se il convertitore è bypassato, l’analizzatore dà la misura del solo NO. In condizioni
stazionarie è possibile quindi ottenere per differenza anche il tenore di NO2.
L’errore di riproducibilità massimo dello strumento è ±1.0 % f.s. e ±0.5 f.s. (NOx < 100 ppm; CO2 <
1000 ppm). Il tempo di risposta (T90) è minore di 45 s per tutti i componenti tranne che per SO2 che è
di 240 s. L’ accuratezza rilevata da uno studio esterno alla ditta si attesta intorno a 0.2–1 % per la
misura degli NOx.
Sono a disposizione del DIMeG le bombole di gas campione per effettuare la calibrazione dello
strumento. In particolare: azoto puro; miscela CO (1000 ppm) ed NO (500 ppm) in azoto; miscela SO2
(500 ppm) in azoto; miscela CO2 (20% vol) in azoto.
2.1.11
Attemperatore
A valle del campionamento si è inserito un attemperatore, in AISI316 appositamente realizzato su
nostro progetto, anch’esso incamiciato e refrigerato ad acqua (Fig. 2.19). L’attemperatore è corredato
di 5 ugelli atomizzatori a cono vuoto escludibili indipendentemente uno dall’altro.
Fig. 2.19 Attemperatore
36
Per evitare che formazioni calcaree possano occludere gli atomizzatori, è stato montato sulla linea
comune di mandata dell’acqua un demineralizzatore ad effetto magnetico. Inoltre a monte di ogni
ugello è stata montata una valvola a tre vie che quando chiude l’acqua consente l’ingresso di aria dal
circuito pneumatico (lo stesso necessario per l’attuazione delle valvole). È stato previsto anche uno
spurgo per la condensa. Tale elemento serve ad un repentino abbattimento della temperatura dei fumi
in modo tale da proteggere la valvola di regolazione posta a monte del ventilatore aspirante.
2.1.12
Valvola di regolazione in prossimità del ventilatore aspirante
Si tratta di una valvola con attuatore pneumatico a doppio effetto (analogo a quello delle altre valvole
di regolazione) del tipo Elara E1C DN100 con esecuzione a wafer, corpo in acciaio al carbonio
ASTMA480, disco in AISI316, albero in AISI 420, tenuta metallo/metallo mediante anello in Inconel
718 e premistoppa in grafite, per resistere alle alte temperature (Fig. 2.20). Il sistema di pilotaggio è
analogo ai precedenti.
Fig. 2.20 Valvola a farfalla del tipo Elara DN100
2.1.13
Ventilatore aspirante
Il ventilatore aspirante, come quello premente, è un modello VA802P della ditta Moro S.r.l. ma è in
esecuzione speciale con una ventola di raffreddamento per resistere alle più alte temperature dei fumi
37
da scaricare al camino. In aggiunta, si è inserito sulla linea a monte del ventilatore un tratto a T con
una valvola di intercettazione a globo ad attuazione manuale. In caso di sovratemperature è possibile
aprire la valvola in modo tale che aria fresca si misceli ai fumi per ridurne la temperatura. Prima del
ventilatore è stato inserito anche un compensatore di dilatazione a soffietto. Il ventilatore presenta una
condotta di mandata parzialmente coibentata che sale verticalmente, fino alla copertura del laboratorio,
e procede poi con un tratto suborizzontale fino al muro del dipartimento. Di qui il camino procede fin
oltre l’altezza dell’edificio (50 cm) a cui si appoggia come da normativa. Tale tratto non è coibentato
per consentire ai fumi di scaricarsi nell’ambiente il più freddi possibile. Tale tratto verticale è
realizzato in acciaio inox AISI316 e prevede alla base uno spurgo per l’eventuale condensa. Il tratto
suborizzontale ha anch’esso pendenza verso lo spurgo evitando che la condensa possa tornare al
ventilatore.
2.2
Circuito del gasolio
Per alimentare i due bruciatori collegati ai due forni è stato progettato e fatto realizzare il circuito del
gasolio. Tale circuito, per motivi di sicurezza, è stato previsto con il serbatoio carrellabile e
trasportabile. La progettazione è stata condotta nel rispetto delle normative (Direttive 97/23/CE - PED
e 94/9/CE - ATEX).
In Fig. 2.21 è riportato lo schema di base del solo circuito di alimentazione del bruciatore da montare
sul forno sperimentale. Questo perché il bruciatore di tipo commerciale ha tutto il sistema di
alimentazione e di controllo integrato e pertanto necessita solo di una derivazione di alimentazione e
una di ritorno. Tali tratti sono stati posti in parallelo con i rispettivi tratti dell’altra linea e sono state
montate valvole di intercettazione nell’eventualità si voglia escludere il forno ausiliario.
Fig. 2.21 P&I del circuito del gasolio
38
Il serbatoio (SE) ha una capacità di 150 l ed è corredato di vasca di contenimento (secondo Circolare
n.73 del 29 Luglio 1971). Il serbatoio è dotato di un indicatore di livello, di valvola di troppo pieno e
di un tubo di sfogo. La tubazione rigida di collegamento alla pompa di alimentazione del combustibile
è dotata di valvola di intercettazione rapida a distanza (S).
2.2.2
Gruppo motore pompa
Il gruppo motore-pompa (GPA) di alimentazione è montato sul carrello del serbatoio. La pompa è il
modello VD della Delta Pumps comandata da un motore asincrono monofase (230 V, 50 Hz, 0,94 A)
tipo 60.2.130.32 della AACO manifacturing da 130 W e velocità di rotazione nominale di 2800
giri/min. Si tratta di una pompa ad ingranaggi autoadescante progettata per pompare olio dal serbatoio
fino all’ugello atomizzatore (Fig. 2.22). Ha una valvola limitatrice di pressione in grado di garantire
una pressione costante (tra 8 e 20 bar) ed un efficace azione di cut-off.
Fig. 2.22 Pompa di alimentazione del gasolio Delta Pump modello VD
La funzione di pompaggio è affidata ad una coppia di ingranaggi a lobi (2), uno dei quali è ancorato
all’albero (3) mediante una chiavetta. La fusione in ghisa, che costituisce il corpo della pompa, è
provvista di varie canalizzazioni interne che mettono in comunicazione le camere interne con i fori di
aspirazione (6), ritorno (5) e mandata (9). Sono inoltre disponibili una presa per il controllo della
pressione (8) e una per il controllo del vuoto (7). Alla partenza, la rotazione degli ingranaggi espelle
l’aria dalla camera di aspirazione verso il ritorno. Dal vano di aspirazione, gli ingranaggi trasportano
l’olio nella camera di pressione, e quindi verso il gruppo di regolazione. Qui l’aumento della pressione
spinge il pistone contro la molla di regolazione, aprendo il foro di mandata verso l’ugello. L’olio può
39
fluire attraverso l’ugello mentre la quantità eccedente viene deviata al ritorno. La forza esercitata dalla
molla, che può essere regolata agendo sulla vite di regolazione (1), determina la pressione dell’olio.
Quando la pompa si arresta, la pressione dell’olio scende rapidamente e la molla spinge il pistone
verso la sua sede, realizzando la chiusura della mandata.
Sono stati montati un filtro (10 µm), una elettrovalvola di blocco dell’alimentazione del combustibile,
una valvola esterna di regolazione della pressione e una valvola di non ritorno.
2.2.3
Misuratori di portata ad ingranaggi
Sia sulla linea di alimentazione che su quella di ritorno è stato installato un misuratore di portata (MA)
ad ingranaggi modello VS1-GPO12V –12D11/3 12VDC (serial number:30/95 003) della VSE avente
un intervallo di misura compreso tra 0.002 l/min e 2 l/min. Nelle condizioni operative di progetto
questi misuratori hanno una precisione di ±0,3% e ripetitibilità ±0,05%del valore misurato. In uscita ai
misuratori di portata si ha un segnale TTL compatibile acquisibile su scheda. In Fig. 2.23 si riporta lo
schema elettrico del misuratore volumetrico in cui è possibile vedere i due sensori che consentono di
individuare anche il senso di rotazione del misuratore.
Fig. 2.23 schema elettrico del misuratore volumetrico
2.2.4
Altri componenti
Prima dell’ugello è montato un preriscaldatore (PR) elettrico, tipo Danfoss FPHB 10 code
no.:030N1220, dotato di termostato interno. In aggiunta si è inserito anche un termostato esterno (TE).
Tale termostato dà il consenso all’avvio del ciclo operativo. Sono stati previsti anche un manometro
(M), un termometro (T), una valvola a strappo (VS) ed un’elettrovalvola (EV). Quattro relè pilotati da
altrettante uscite digitali dell’unità FP-D403 (FieldPoint) consentono di attivare o escludere la pompa
del combustibile, l’elettrovalvola, il preriscaldatore e l’elettroaccenditore. Completano il circuito
40
quattro diodi di flyback che svolgono la funzione di protezione delle uscite digitali del FieldPoint da
eventuali sovratensioni che potrebbero manifestarsi ai capi del carico induttivo costituito da ciascuna
bobina di ciascun relè; un fusibile sull’ingresso della fase di alimentazione si occupa di proteggere le
utenze pilotate dai relè. La protezione offerta dai relè assicura un buon isolamento della sezione di
comando digitale costituita dall’unità FP-DO-403 rispetto alla sezione di potenza collegata alla
tensione di rete monofase, inoltre ciascuna uscita digitale contiene al suo interno un opto-isolatore che
assicura ulteriormente una separazione galvanica tra sezione a bassa tensione e quella ad alta tensione.
La linea termina con due tubazioni flessibili lunghe 3m per il collegamento all’ugello atomizzatore. Il
ramo di ricircolo è anch’esso dotato di filtro (analogo al precedente).
2.2.5
Ugello atomizzatore ad alta rangeability
La tipologia di ugelli atomizzatori scelti è la serie Variflo P/N 33769 della Delavan (Fig. 2.24e Fig.
2.25) che consente una buona atomizzazione su un ampio range di portate, ampi angoli di spruzzo
anche alle più basse portate, minore tendenza all’intasamento, minore tendenza a dar luogo a residui
carboniosi. In particolare sono stati acquistati due ugelli: P/N 33769-6 e P/N 33769-9, entrambi
caratterizzati da un angolo di spruzzo di 60°.
Fig. 2.24 Ugello atomizzatore ad alta rangeability Variflo della Delavan
Tale tipologia di ugello si basa sul principio del bypass. Quando la pressione di alimentazione è
costante e il bypass è chiuso, l’ugello lavora in modalità tradizionale. Ai carichi ridotti si modifica la
contropressione sul ramo di ricircolo attraverso l’apertura della sezione di passaggio della valvola
montata su questo ramo consentendo ad una frazione della portata di rifluire. Il vantaggio è che si ha
una riduzione della portata senza deteriorare le caratteristiche di atomizzazione. A pressione costante
si ha un turndown 5:1. Con questo ugello la portata varia approssimativamente con il quadrato della
contropressione sul ricircolo. Ciò vuol dire che alla portata minima la pressione di atomizzazione è
ridotta solo di un 34%. Viceversa, con un ugello tradizionale, la portata si riduce con la radice
quadrata della pressione di alimentazione. Ciò vuol dire che per ottenere un dimezzamento della
portata sarebbe necessario ridurre ad ¼ la pressione di alimentazione degradando notevolmente
l’atomizzazione. In Fig. 2.26 si riportano le tipiche curve di regolazione di questa tipologia di ugello.
41
Fig. 2.25 Sezione dell’ugello atomizzatore Variflo Delavan
Fig. 2.26 Tipiche curve di regolazione di un ugello Variflo
42
2.2.6
Valvola sul ramo di ricircolo
Risulta evidente che il componente cruciale per il circuito del gasolio è la valvola di regolazione sul
ramo di ricircolo. Infatti questa valvola deve essere in grado di far passare l’opportuna quantità di
portata di riflusso e allo stesso tempo deve consentire di creare la necessaria contropressione per
consentire il funzionamento dell’ugello ad alta rangeability. La valvola scelta è la Low Flow Valve
080037 della Kämmer (Fig. 2.27). Si tratta di una valvola a spillo con attacco da ¼” e caratteristica
equipercentuale. L’attuatore è pneumatico con un posizionatore pilotato in corrente (4…20 mmA). Il
dimensionamento della valvola è stato definito in base a due condizioni estreme di funzionamento,
ovvero quando la valvola deve creare la minima e la massima contropressione.
In base alla caratteristica dell’ugello scelto, si è predisposto che quando la valvola consente di far
passare 2.5 l/h di gasolio, la contropressione sia di 8.5 bar e l’apertura percentuale sia del 40%; quando
la valvola consente di far passare 13.5 l/h di gasolio, la contropressione sia di 1.7 bar e l’apertura
percentuale sia del 80%.
Fig. 2.27 Low Flow Valve Serie 080000 della Kämmer
43
La valvola è normalmente aperta, in modo tale che in caso di una qualsiasi anomalia questa si apre
completamente consentendo alla portata di gasolio di rifluire annullando quasi completamente la
portata di gasolio atomizzata.
Poiché i segnali in uscita dalle schede collegate al PC sono solo in tensione, è stato necessario
sviluppare un opportuno circuito che si occupa della conversione dell’uscita in tensione del FieldPoint
in un segnale in corrente. La configurazione circuitale è quella di un amplificatore in transconduttanza
in quanto realizza la relazione di trasformazione da tensione a corrente.
Questo circuito deve prevedere un segnale di comando in tensione variabile nell’intervallo 2…10V
che deve essere convertito in un segnale di uscita in corrente compreso nell’intervallo 4…20mA (Fig.
2.28). Deve esistere una relazione lineare tra corrente d’uscita e tensione di comando. Nella
progettazione del convertitore si è voluta garantire anche la protezione dall’inversione della polarità
del comando d’ingresso, l’immunità ai disturbi elettromagnetici e bassa sensibilità alla variazione di
temperatura. La scheda è alimentata a 24V dc.
V1
L_load
1uH
24Vdc
C1
0.1uF
R2
R_load
170
22k
0
V_collettore
8
0
U4A
3
+
D1N4148
C2
10pF
OUT
2
-
V-
0Vdc
5Vac
TRAN =
R5
10k
4
MC33076
0
0
0
Q1
Q2N2222A
V+
D3
Vin
Equivalente
circuitale del
circuito di
comando della
valvola
proporzionale
R3
D4
10k
D1N4148
1
la potenza
dissipata sul diodo
è sotto
i 60 uW
0
Pmax < 1/4 di watt
la potenza dissipata sul bjt
I
è inferiore
ad 80 mW
la corrente varia linearmente
nell'intervallo 0 - 20 mA al variare
della tensione di comando in 2-10
Volt
R1
470
0
Title
modulo di conv rsione tensione corrente 4-20 mA
Size
A
Date:
Document Number
2
Monday , December 04, 2006
Rev
1.1
Sheet
1
of
1
Fig. 2.28 Schema elettrico del convertitore tensione-corrente
2.2.7
Quadro elettrico
E’ stato allestito un quadro elettrico dedicato per il circuito del gasolio. All’interno del quadro è
inserito il trasformatore per l’ignizione elettronica (TI). Sono stati previsti l’elettrodo di accensione del
44
combustibile (E) e il fotodiodo rivelatore di fiamma. E’ stato anche progettato il sistema di controllo
(SC) in modo tale che il ciclo operativo segua lo schema di principio riportato in Fig. 2.29.
Fig. 2.29 Ciclo operativo di accensione
2.3
Sistema di gestione dell’impianto
E’ stato stabilito di controllare e gestire l’impianto in remoto, ricorrendo all’utilizzo del PC. È stata
acquistata una scheda di acquisizione tradizionale della National Instruments (NI PCI-6024E) nonché
il sistema Field Point sempre della NI (Fig. 2.30). Per quest’ultimo sono stati acquistati oltre al
modulo network FP-1000, 8 moduli di input-output: 3 moduli di input analogico a 8 canali 16 bit FPAI-110; 1 modulo di output analogico a 8 canali in tensione FP-AO-210; 1 modulo contatore a 8
canali FP-CTR-502; 2 moduli condizionatori per termocoppie a 8 canali 16 bit FP-TC-120; 1 modulo
output digitale (sinking) a 16 canali FP-DO-403.
Fig. 2.30 Sistema di gestione dell’impianto
45
L’impianto è stato corredato da un sistema di alimentazione costituito da 4 alimentazioni trifase con
altrettante prese a muro interbloccate IP67 3P+T+N 32 A 380V e 4 alimentazioni monofase con
altrettante prese a muro interbloccate IP67 2P+N 16 A 220V. L’impianto elettrico esterno ha grado di
protezione minimo IP65. Inoltre, dal quadro interno, partono le alimentazioni con piattina rossonera a
5, 12 e 24V e 5 cavi schermati multipolari antifiamma (8x0.22) connessi alla morsettiera interna del
quadro per i segnali alle apparecchiature di misura.
46
Capitolo 3
Prove sperimentali
La completa operatività dell’impianto è stata raggiunta solo alla fine del periodo di attività di ricerca
quando si è avuta la disponibilità del bruciatore sperimentale. Ciò a limitato notevolmente la
possibilità di effettuare estese campagne sperimentali.
3.1
Caratterizzazione dell’ugello atomizzatore
Prima di mettere in funzione l’impianto sperimentale, si è deciso di caratterizzare gli ugelli
atomizzatori ad alta rangeability per verificarne il comportamento e per testare tutto il circuito del
gasolio che, come descritto precedentemente (§ 2.2), ha il vantaggio di essere trasportabile e
indipendente dal resto dell’impianto. Pertanto, il sistema carrellabile è stato portato all’interno del
laboratorio ed è stata collegata la lancia del gasolio alle tubazioni di mandata e di riflusso. Inoltre
questa è stata fissata ad un supporto con l’ugello atomizzatore inserito all’interno di una camera
trasparente per valutare (qualitativamente) le condizioni di atomizzazione. Il gasolio atomizzato nella
camera è accumulato in una vasca di raccolta e successivamente reintrodotto nel serbatoio (Fig. 3.1).
Fig. 3.1 Schema del sistema per la caratterizzazione dell’ugello atomizzatore
47
Prove sperimentali
La procedura seguita per la caratterizzazione degli ugelli prevede l’accensione del gruppo motore
pompa ad elettrovalvola chiusa; quando la pressione ha raggiunto il valore massimo, fissato dalla
regolazione sulla valvola limitatrice integrata nella pompa, si dà il consenso all’apertura
dell’elettrovalvola. Per consentire lo spurgo delle condotte di mandata e di riflusso, inizialmente, la
valvola di regolazione sul ramo di riflusso è mantenuta completamente aperta.
Si procede quindi variando in maniera discreta il set point relativo al grado di chiusura della valvola di
regolazione. Si misurano quindi la portata mandata dalla pompa e la portata sul ramo di riflusso che,
per differenza, consentono di determinare la portata di gasolio atomizzata. Inoltre si misurano: la
pressione sul ramo di mandata per verificare che questa rimanga sempre costante ed uguale alla
pressione fissata dalla valvola limitatrice; la contropressione realizzata dalla valvola di regolazione sul
ramo di riflusso.
3.1.1
Ugello Variflo P/N 33769-9
Tra i due ugelli, questo è quello che consente di avere portate di atomizzazione più elevate. Le prove
sono relative a due livelli differenti di pressione di mandata.
Fig. 3.2 Curve di regolazione dell’ugello P/N 33769-9
Come è possibile verificare in Fig. 3.2, l’andamento è quello tipico di questa tipologia di ugello. In
particolare è possibile verificare che al crescere della contropressione sul ramo di riflusso, la portata
complessivamente mandata dalla pompa si riduce lievemente, mentre la portata atomizzata cresce più
rapidamente con andamento di tipo parabolico. Ciò è dovuto alla riduzione della portata che rifluisce
48
Prove sperimentali
man mano che la valvola di regolazione si chiude. Un’altra cosa da osservare è che aumentando la
pressione di mandata aumenta la portata atomizzata.
Durante la fase di regolazione la pressione di mandata in tutte le prove si è mantenuta costante al
valore fissato dalla valvola limitatrice. Osservando il getto atomizzato si è riscontrato che pur variando
la portata atomizzata, il livello di atomizzazione è rimasto pressoché identico.
3.1.2
Ugello Variflo P/N 33769-6
Analogamente, si riportano le curve caratteristiche dell’ugello P/N 33769-6. In questo caso sono stati
considerati tre differenti livelli di pressione di mandata (Fig. 3.3).
Fig. 3.3 Curve di regolazione dell’ugello P/N 33769-6
Anche in questo caso l’andamento è quello tipico di questa tipologia di ugello. Al crescere della
contropressione sul ramo di riflusso, la portata complessivamente mandata dalla pompa si riduce
lievemente, mentre la portata atomizzata cresce più rapidamente con andamento di tipo parabolico.
Aumentando la pressione di mandata aumenta la portata atomizzata. Anche in questo caso, durante la
fase di regolazione la pressione di mandata in tutte le prove si è mantenuta costante al valore fissato
dalla valvola limitatrice. Osservando il getto atomizzato si è riscontrato che pur variando la portata
atomizzata, il livello di atomizzazione è rimasto pressoché identico.
49
Prove sperimentali
3.2
Prove in condizioni di combustione tradizionale
Le prove sperimentali hanno riguardato in primo luogo lo studio del comportamento del bruciatore
sperimentale in condizioni di combustione tradizionale con aria comburente non diluita né
preriscaldata.
3.2.1
Procedura di avvio dell’impianto
Si accende il quadro elettrico dedicato all’impianto. Si avvia quindi il software di gestione
dell’impianto.
Poiché l’analizzatore gas PG-250 Horiba necessita di una fase di warm-up di un’ora, la prima cosa da
fare è portare lo stesso sull’impianto ed attivarlo. Si procede quindi alla connessione dello stesso con il
PC tramite cavo multipolare che porta all’unità FieldPoint, i segnali in corrente relativi all’analisi dei
gas. Terminata la fase di warm-up si procede alla calibrazione dello strumento con le bombole di gas
campione. Nel frattempo viene attivato anche l’analizzatore ad ossido di zirconio per il controllo del
tenore di ossigeno dell’aria comburente. Anche questo strumento viene ricalibrato prima dell’inizio
della campagna sperimentale.
Si procede quindi con l’apertura delle condotte principali di mandata e di ritorno dell’acqua di
refrigerazione. Successivamente si effettua l’apertura delle valvole di intercettazione dei tratti
refrigerati. Inoltre, si aprono provvisoriamente le valvole di spurgo per verificare l’assenza di bolle
d’aria all’interno di tutti i tratti refrigerati.
Si porta all’esterno, in prossimità dell’impianto, il carrello con il sistema di alimentazione del gasolio.
Si collega l’alimentazione e si collega la porta seriale di comunicazione con il PC. Si collegano le
tubazioni di mandata e di ritorno del gasolio alla lancia del gasolio del bruciatore.
Si passa quindi alla messa in pressione del circuito pneumatico (pressione 7 bar) che serve per attuare
le valvole a farfalla e per la valvola di regolazione sul ramo di riflusso del circuito del gasolio.
A questo punto si verifica la posizione dei fine corsa delle valvole a farfalla in modo tale che il segnale
inviato dal potenziometro sia compreso tra 0 e 1.
Infine, si devono settare i registri dell’aria primaria e di quella secondaria del bruciatore. La prima
operazione è quella di settare la testa del deflettore conico del bruciatore a filo con la parete posteriore
del refrattario. Si procede quindi all’allineamento della testa dell’ugello in maniera che anche questo
risulti a filo con la parete posteriore del refrattario. Da questa posizione è possibile definire la
posizione della canna grande e di quella piccola per determinare l’apertura desiderata delle sezioni di
passaggio dell’aria primaria e di quella secondaria.
A questo punto si è pronti ad avviare l’impianto. La procedura di avvio prevede prima l’accensione del
ventilatore aspirante e successivamente di quello premente. L’avvio dei ventilatori viene fatto a
50
Prove sperimentali
valvole chiuse in quanto in queste condizioni è minimo l’assorbimento di potenza. A questo punto si
cominciano ad aprire le valvole a farfalla in modo tale da far avviare il flusso d’aria comburente.
Si procede quindi agendo sulle valvole di regolazione in modo tale da raggiungere il valore di portata
prestabilito e contemporaneamente garantendo una depressione in camera di combustione del forno
sperimentale di 50 mmH2O.
A questo punto è possibile avviare la pompa del gasolio. La valvola di regolazione sul ramo di riflusso
viene parzialmente aperta. Quando si è pronti all’accensione, si apre l’elettrovalvola sulla condotta di
mandata.
3.2.2
Prove con alto eccesso d’aria
Inizialmente, l’impianto è stato condotto in condizioni di elevato eccesso d’aria. Durante queste prove
preliminari, si è voluto determinare come varia il comportamento del bruciatore quando si variano le
sezioni di passaggio dell’aria primaria e secondaria. In particolar modo, questa analisi ha riguardato la
struttura della fiamma e i livelli di emissioni di NOx e CO.
In primo luogo, si è cercato un assetto iniziale delle canne primaria e secondaria che fungesse da
configurazione di riferimento. Durante tutto il set di prove, sia la posizione delle valvole a farfalla
sull’impianto che la portata di gasolio sono state mantenute costanti. Si è proceduto quindi con
l’analisi dell’influenza dell’aumento della sezione di passaggio dell’aria secondaria mantenendo fisso
il valore dell’apertura dell’aria primaria. In Tab. 3.1 si riporta la sintesi dei dati relativi al primo set di
prove.
Tab. 3.1
Effetto della variazione dell’apertura dell’aria secondaria
In tutti e tre i casi la fiamma è risultata stabile. In Fig. 3.4, Fig. 3.5 e Fig. 3.6 si riportano le immagini
catturate durante il funzionamento relativamente alle prime tre prove. Di volta in volta, si è aumentata
la percentuale di apertura dell’aria secondaria. Guardando le tre immagini si può osservare che la
variazione, anche notevole, dell’apertura dell’aria secondaria non ha portato ad un’evidente variazione
della struttura della fiamma. In tutti i casi, la fiamma è ben attaccata alla testa del bruciatore e non
appena esce dalla regione del quarl tende ad aprirsi. Questa tendenza è leggermente più spiccata nella
51
Prove sperimentali
prima prova, in quanto la frazione di aria primaria rispetto a tutta l’aria comburente in questo caso è
superiore.
Come ci si poteva aspettare, l’apertura percentuale della sezione di passaggio dell’aria ha determinato
una riduzione della perdita di carico all’interno del bruciatore (Fig. 3.7). La perdita di carico è
calcolata, misurando la pressione relativa in cassa d’aria ed all’interno della camera di combustione.
Se si osserva l’andamento del tenore di ossigeno nei fumi (Fig. 3.8), si nota che aumentando la sezione
di passaggio dell’aria secondaria aumenta il tenore di ossigeno, questo perché riducendosi le perdite di
carico, la portata d’aria aumenta a parità di combustibile. L’aumento percentuale di ossigeno è
accompagnato dalla riduzione del tenore di CO2 che ha naturalmente un comportamento speculare.
Per quanto riguarda il discorso emissioni (Fig. 3.9), si può notare subito in tutti i casi che queste
risultano basse in termini di NOx (risultando sempre al di sotto di 30 ppm). Si nota invece che le
emissioni di CO non risultano affatto trascurabili.
Fig. 3.4 Immagine della fiamma durante la prova 1
52
Prove sperimentali
Fig. 3.7 Effetto sulla perdita di carico attraverso il bruciatore
Fig. 3.8 Effetto sul tenore di ossigeno e di anidride carbonica nei fumi secchi
53
Prove sperimentali
Fig. 3.9 Effetto sulle emissioni di ossidi di azoto e monossido di carbonio
Il secondo set di prove riguarda invece l’effetto della variazione della sezione di passaggio dell’aria
primaria. Anche in questo caso le prove sono eseguite aumentando di volta in volta la sezione di
passaggio dell’aria primaria. In Tab. 3.2 si riportano i dati di sintesi relativi a questo secondo set di
prove.
Tab. 3.2
Effetto della variazione dell’apertura dell’aria primaria
Anche questa volta, in tutti e tre i casi la fiamma è risultata stabile. In Fig. 3.10, Fig. 3.11 e Fig. 3.12 si
riportano le immagini catturate durante questo secondo set di prove. Guardando le tre immagini, si può
osservare che in questo caso la variazione dell’apertura dell’aria primaria ha portato ad un’evidente
variazione della struttura della fiamma in particolar modo passando dalla prova 4 alla prova 5 in cui si
ha circa un raddoppio della sezione utile dell’aria primaria passando dal 33% al 62%.
Nella prova 4, la fiamma è più chiusa ed allungata e questo è dovuto al fatto che la minor portata di
aria primaria non è in grado di far aprire la fiamma. Ad ogni modo, in tutti i casi, la fiamma è ben
attaccata alla testa del bruciatore.
Anche in questo caso, l’apertura percentuale della sezione di passaggio dell’aria ha determinato una
riduzione della perdita di carico all’interno del bruciatore (Fig. 3.13).
54
Prove sperimentali
Se si osserva l’andamento del tenore di ossigeno nei fumi (Fig. 3.14), si nota che aumentando la
sezione di passaggio dell’aria secondaria aumenta il tenore di ossigeno. E’ possibile notare che questa
tendenza è violata nella prova 6 in cui si ha effettivamente una lieve riduzione del tenore di ossigeno
rispetto al caso precedente. Tuttavia si ritiene che questo sia dovuto ad una variazione delle condizioni
atmosferiche essendo l’impianto dislocato all’esterno. L’aumento percentuale di ossigeno è
accompagnato nuovamente dalla riduzione speculare del tenore di CO2.
Per quanto riguarda il discorso emissioni (Fig. 3.15), anche in questo caso, si può notare che queste
risultano basse in termini di NOx (risultando sempre al di sotto di 30 ppm). Osservando le emissioni di
CO si può notare che queste risultano ancora elevate ma complessivamente si stanno abbassando.
In realtà questi livelli di emissione di CO, sono attribuibili al fatto che inizialmente il forno
sperimentale non è andato ancora in temperatura. La camera di combustione, relativamente fredda, ha
un effetto di congelamento sull’ossidazione del CO.
55
Prove sperimentali
56
Prove sperimentali
3.2.3
Prove con basso eccesso d’aria
Verificato che il bruciatore riesce a mantenere un fiamma stabile, si è deciso di ridurre l’eccesso d’aria
per raggiungere valori più vicini a quelle che sono le condizioni di esercizio di questa tipologia di
bruciatori. Si vuole nuovamente verificare l’effetto dell’apertura dell’aria primaria e dell’aria
secondaria sul comportamento del bruciatore. La procedura è analoga a quella descritta
precedentemente.
Il terzo set di prove riguarda l’effetto della variazione della sezione di passaggio dell’aria secondaria.
Le prove sono eseguite aumentando di volta in volta la sezione di passaggio dell’aria secondaria. In
Tab. 3.3 si riportano i dati di sintesi relativi a questo terzo set di prove.
Tab. 3.3
Effetto della variazione dell’apertura dell’aria secondaria
In tutti i casi la fiamma è risultata ancora stabile. In Fig. 3.16, Fig. 3.17 e Fig. 3.18 si riportano le
immagini catturate durante il funzionamento relativamente alle corrispondenti prove. Di volta in volta,
si è aumentata la percentuale di apertura dell’aria secondaria. Guardando le tre immagini si può
osservare che nuovamente la variazione dell’apertura dell’aria secondaria non ha portato ad
un’evidente variazione della struttura della fiamma. In tutti i casi, la fiamma è ben attaccata alla testa
del bruciatore. In questo caso, poiché l’apertura dell’aria primaria è stata ridotta rispetto
57
Prove sperimentali
all’equivalente set di prove effettuato con notevole eccesso d’aria, si può notare una struttura della
fiamma più allungata.
L’apertura percentuale della sezione di passaggio dell’aria ha determinato una riduzione della perdita
di carico all’interno del bruciatore (Fig. 3.19).
Osservando l’andamento del tenore di ossigeno nei fumi (Fig. 3.20), si nota che aumentando la sezione
di passaggio dell’aria secondaria aumenta il tenore di ossigeno nei fumi. L’aumento percentuale di
ossigeno è accompagnato nuovamente dalla riduzione speculare del tenore di CO2.
Per quanto riguarda il discorso emissioni (Fig. 3.21), si può notare che queste risultano basse in
termini di NOx (risultando sempre al di sotto di 40 ppm), ma il minor eccesso d’aria e quindi le più alte
temperature raggiunte ne determinano comunque un lieve innalzamento. In questo set di prove, anche
le emissioni di CO risultano promettenti mantenendosi al di sotto di 100 ppm.
58
Prove sperimentali
59
Prove sperimentali
Infine, come ultimo set di prove, si è osservato l’effetto della variazione della sezione di passaggio
dell’aria primaria sul comportamento del bruciatore nel caso di basso eccesso d’aria.
Le prove sono eseguite aumentando di volta in volta la sezione di passaggio dell’aria primaria. In Tab.
3.4 si riportano i dati di sintesi relativi a questo quarto ed ultimo set di prove.
Tab. 3.4
Effetto della variazione dell’apertura dell’aria primaria
In tutti i casi la fiamma è risultata ancora stabile. In Fig. 3.22, Fig. 3.23 e Fig. 3.24 si riportano le
immagini catturate durante il funzionamento relativamente alle corrispondenti prove. Guardando le tre
immagini si può osservare che la variazione dell’apertura dell’aria primaria tende a far aprire sempre
più la fiamma. In tutti i casi, la fiamma è ben attaccata alla testa del bruciatore. In questo caso, poiché
l’apertura dell’aria secondaria è abbastanza elevata e le aperture dell’aria primaria risultano tutto
sommato basse, la struttura della fiamma risulta compatta e tendenzialmente allungata.
L’apertura percentuale della sezione di passaggio dell’aria ha determinato una riduzione della perdita
di carico all’interno del bruciatore (Fig. 3.25).
60
Prove sperimentali
Osservando l’andamento del tenore di ossigeno nei fumi (Fig. 3.26), si nota che aumentando la sezione
di passaggio dell’aria primaria aumenta il tenore di ossigeno nei fumi. L’aumento percentuale di
ossigeno è accompagnato dalla riduzione speculare del tenore di CO2.
Per quanto riguarda il discorso emissioni (Fig. 3.27), si può notare che queste risultano basse in
termini di NOx (risultando sempre intorno a 30 ppm). In quest’ultimo set di prove, anche le emissioni
di CO risultano promettenti mantenendosi ben al di sotto di 100 ppm.
Anche se il bruciatore è stato esercito in condizioni di combustione tradizionale, durante le prove le
emissioni di NOx sono risultate estremamente basse. Questo è attribuibile alla realizzazione di una
combustione a stadi che consente di contrastare la formazione di NOx e all’utilizzo di aria comburente
non preriscaldata. A conferma di ciò, le prove con elevato eccesso d’aria hanno registrato minori
emissioni rispetto al caso di modesto eccesso d’aria.
61
Prove sperimentali
62
Prove sperimentali
63
Capitolo 4
Codice di calcolo fluidodinamico
Per condurre l’analisi del comportamento dei bruciatori in condizione di combustione diluita si ricorre
all’utilizzo di un codice di calcolo fluidodinamico di tipo commerciale: il FLUENT nella versione
6.2.16.
Con questo codice vengono risolte le equazioni di Navier Stokes mediate alla Reynolds attraverso un
approccio ai volumi finiti. Il flusso è considerato incomprimibile e stazionario. L’accoppiamento tra
pressione e velocità è ottenuto mediante l’algoritmo SIMPLE (Semi-Implicit Method for Pressure
Linked Equation). L’approccio di Boussinesq è utilizzato per legare gli sforzi di Reynolds ai gradienti
del campo di moto medio. L’effetto dei fenomeni turbolenti è simulato attraverso il modello k-ε nella
formulazione standard proposta da Launder e Spalding (1972).
4.1
Equazioni fondamentali
Con questo codice vengono risolte principalmente le equazioni di conservazione della massa e di
bilancio della quantità di moto, che nel loro insieme danno luogo alle equazioni di Navier-Stokes, e
l’equazione di conservazione dell’energia. A queste si aggiungono tutte le ulteriori equazioni di
trasporto che servono a completare il sistema di equazioni alla base della descrizione del problema.
Queste ulteriori equazioni di trasporto includono, ad esempio: le grandezze turbolente; le specie
chimiche (direttamente o tramite parametri di sintesi quali la frazione di mescolamento o mixture
fraction); ecc.
4.1.1
Conservazione della massa
Per quanto riguarda l’equazione di conservazione della massa, o equazione di continuità, questa può
essere scritta, in generale, nella forma:
64
∂
ρ + ∇ ⋅ ρ v = Sm ,
∂t
( )
dove con Sm si indica una sorgente di massa aggiunta alla fase continua da parte di una seconda fase
dispersa o un’altra qualunque sorgente di massa inserita dall’utente. Nel caso in cui si ricorre al
modello DPM (Discrete Phase Model) per simulare l’introduzione di un combustibile liquido
atomizzato, Sm rappresenta la quantità di massa che evapora dalle goccioline (fase dispersa) e si
aggiunge al flusso (fase continua).
4.1.2
Bilancio della quantità di moto
Per quanto riguarda l’equazione di bilancio della quantità di moto, se ci si pone in un sistema di
riferimento inerziale, è possibile scrivere:
∂
ρ v + ∇ ⋅ ρ v v = − ∇ p + ∇ ⋅τ + ρ g + F ,
∂t
( )
(
)
dove con il vettore F si sono indicate le forze di massa diverse da quelle gravitazionali.
Nell’ipotesi di fluido newtoniano, è possibile legare il tensore degli sforzi viscosi, τ , al tensore delle
velocità di deformazione, ovvero:
(
T
)
(
)
τ = µ ∇v +∇v +λ ∇⋅v I .
Ritenendo valida l’ipotesi di Stokes, risulta:
2
3
λ = − µ,
pertanto è possibile scrivere:
(
τ = µ ∇v + ∇v
T
) − 23 ( ∇ ⋅ v )I .
Tenuto conto che:
( (
∇ ⋅ µ ∇v + ∇v
T
)) = µ ∇ v + ∇ (∇ ⋅ v )
2
e
(
)
(
)
∇⋅ ∇ ⋅v I =∇ ∇⋅v ,
si ottiene l’espressione finale:
65
∂
1
ρ v + ∇ ⋅ ρ vv = − ∇ p + µ ∇ 2 v + µ ∇ ∇ ⋅ v + ρ g + F .
3
∂t
( )
4.1.3
(
)
(
)
Conservazione dell’energia
Per quanto riguarda l’equazione di conservazione dell’energia, ipotizzando di effettuare un analisi con
un approccio RANS, questa può essere scritta come:
(
)
∂
( ρ E ) + ∇ ⋅ v ( ρ E + p ) = ∇ ⋅  keff ∇ T − ∑ hi J i + τ eff ⋅ v  + S h ,
∂t
i


(
)
dove keff è la conduttività effettiva (somma delle conduttività termiche molecolare e turbolenta,
quest’ultima definita in accordo al modello di turbolenza utilizzato) e J i è il flusso diffusivo della
specie i-esima. Sh congloba il calore associato alle reazioni chimiche e ad ogni altra sorgente di calore
volumetrica definita nel modello.
L’energia E è data da:
E = h−
p
ρ
+
v2
.
2
Nell’ipotesi di gas ideali, indicata con Yi la frazione in massa della specie i-esima, si ha:
∑Y h ,
h=
i
i
i
mentre per flussi incomprimibili, si ha:
h=
p
∑Y h + ρ ,
i
i
i
con
hi =
4.2
T
∫
Tref
c p ,i dT .
Schemi numerici
Il codice risolve le equazioni integrali di conservazione della massa e della quantità di moto più
eventuali altre equazioni scalari mediante la tecnica basata su volumi di controllo (metodo dei volumi
finiti).
Questa tecnica consiste nel:
66
-
dividere il dominio computazionale in volumi di controllo discreti utilizzando una opportuna
griglia computazionale;
-
integrare le equazioni sui singoli volumi per costruire equazioni algebriche per le incognite (le
variabili dipendenti discrete abbinate a ciascun volume di controllo) ovvero: componenti di
velocità, pressione ed altre grandezze scalari (quali ad esempio la viscosità turbolenta).
Per la risoluzione del sistema di equazioni che governano il flusso, è possibile scegliere fra:
-
«segregated solver»;
-
«coupled solver».
La differenza sostanziale fra i due metodi sta nella sequenza con cui vengono risolte le varie
equazioni. Nel metodo di risoluzione identificato con il termine «segregated» le singole equazioni
scalari sono risolte separatamente e sequenzialmente, mentre nel metodo di risoluzione identificato
con il termine «coupled» l’equazione di continuità, le tre equazioni scalari di bilancio della quantità di
moto, l’equazione di conservazione dell’energia e le equazioni di trasporto delle specie chimiche sono
risolte simultaneamente. Infine, per entrambi i metodi, si procede sequenzialmente alla risoluzione
delle eventuali ulteriori equazioni di conservazione degli altri parametri scalari.
Per questo lavoro di tesi si è utilizzato il solver (risolutore) di tipo segregated.
Poiché le equazioni che governano il problema sono non lineari e intimamente legate tra di loro è
necessario procedere con tecniche di tipo iterativo per poter convergere verso la soluzione. Ciascuna
iterazione è costituita dai seguenti passi:
-
le tre equazioni scalari di conservazione della quantità di moto vengo risolte (una per volta),
utilizzando i valori correnti della pressione e dei flussi di massa attraverso le facce dei volumi
di controllo, per poter aggiornare il campo di velocità del dominio computazionale;
-
poiché non è detto che tale campo di velocità aggiornato possa soddisfare localmente
l’equazione di continuità, viene introdotta una equazione di Poisson per correggere il campo
delle pressioni, e quindi quello delle velocità, affinché localmente risulti soddisfatta
l’equazione di continuità;
-
nel caso siano presenti ulteriori equazioni di conservazione di altre grandezze scalari (come
quelle del modello di turbolenza) si procede alla loro risoluzione usando i valori delle variabili
precedentemente aggiornati;
-
infine si procede alla verifica di opportuni criteri di convergenza.
Il processo iterativo continua fintantoché non risultino soddisfatti tutti i criteri di convergenza ovvero
fino al termine del numero massimo di iterazioni previsto.
67
4.2.1
Linearizzazione delle equazioni: formulazione implicita ed esplicita
Le equazioni non lineari che governano il fenomeno devono essere discretizzate e linearizzate. Il
sistema lineare risultante è quindi risolto iterativamente per giungere ad un aggiornamento del campo
di moto. Il procedimento iterativo può essere di tipo implicito od esplicito.
Nel metodo implicito, per ciascun parametro, i valori incogniti in ciascuna cella sono calcolati usando
delle relazioni che includono sia valori già calcolati che valori incogniti delle celle vicine. Perciò
ciascuna incognita apparirà in più d’una equazione del sistema e quindi queste equazioni dovranno
essere risolte contemporaneamente per ottenere i valori delle incognite;
Nel metodo esplicito, per un dato parametro, i valori delle incognite in ciascuna cella sono calcolati
utilizzando relazioni che includono solo valori già calcolati. Perciò ciascuna incognita apparirà in una
sola equazione del sistema e le equazioni per le incognite potranno essere risolte una alla volta per
determinare i valori cercati.
Con il metodo di risoluzione di tipo segregated implicito ciascuna equazione, discretizzata e
linearizzata secondo la propria variabile dipendente, dà luogo ad un sistema di equazioni lineari con un
numero di equazioni pari al numero di celle nel dominio computazionale. Per risolvere tale sistema si
procede con un metodo iterativo del tipo Gauss-Seidel in unione con un metodo multigrid algebrico
(AMG).
4.2.2
Tecniche di discretizzazione spaziale
Per convertire le equazioni differenziali che governano il flusso in equazioni algebriche che possano
essere risolte per via numerica, si usa una tecnica ai volumi finiti. Tale tecnica consiste nell’integrare
le equazioni su ciascun volume di controllo, giungendo ad equazioni discretizzate che però conservino
ciascuna quantità a livello dei volumi di controllo.
Per illustrare la discretizzazione operata si può far riferimento ad una generica equazione stazionaria di
conservazione per il trasporto di una generica quantità scalare φ. L’equazione scritta in forma integrale
estesa ad un generico volume di controllo V è la seguente:
∫
A
ρφ v⋅d A =
∫ Γφ ∇ φ ⋅ d A + ∫ Sφ dV ,
A
V
dove Γφ è un coefficiente di diffusione ed Sφ è una sorgente per unità di volume per la variabile φ.
La discretizzazione porta a riscrivere l’equazione precedente come:
N facce
N facce
v
φ
A
=
∑ f f f ∑ Γφ (∇φ )n A f +Sφ V .
f
f
Si noti che il codice abbina il valore del generico scalare φ al centroide della cella.
68
Considerando l’equazione di conservazione, è evidente la necessità di determinare, oltre che i valori
delle variabili al centro delle celle, anche i valori che le variabili assumono sulle facce delle celle al
fine di valutare i termini convettivi o di flusso. Per ottenere tali valori è necessario ricorrere ad un
processo di interpolazione a partire dai valori assegnati al centro delle celle. Si procede con uno
schema di tipo upwind per i termini convettivi, mentre per i termini rimanenti si usa uno schema
centrato accurato al secondo ordine.
Con il termine upwind si intende che i valori delle variabili sulle facce sono calcolati a partire dai
valori assunti dalle quantità nelle celle che si trovano a monte rispetto alla direzione del vettore
velocità normale alla faccia in considerazione.
Gli schemi upwind disponibili sono più di uno. E’ possibile scegliere fra schemi accurati al primo o
secondo ordine, di tipo esponenziale o lo schema quick (media pesata fra un schema accurato al
secondo ordine e un’interpolazione di tipo centrato).
Quando si usa un metodo accurato al primo ordine, si fa l’ipotesi che il valore al centro della cella sia
rappresentativo del valore assunto dalla variabile in tutta la cella e pertanto i valori alle facce sono
uguali a quelle nel centro cella. Pertanto, il valore alla faccia è uguale al valore al centroide della cella
a monte.
Nel caso di uno schema accurato al secondo ordine, si procede con un’espansione in serie di Taylor
della soluzione basata sui centri delle celle. In questo modo il valore dell’incognita sulla faccia è
calcolato come:
φ f = φ + ∇φ ⋅ ∆s ,
dove φ e ∇φ sono rispettivamente il valore della variabile nel centroide e il gradiente della variabile
corrispondenti alla cella a monte. ∆s risulta essere il vettore di posizione del punto medio della faccia
rispetto al centroide della cella a monte. Questa formulazione richiede la conoscenza del valore di ∇φ
in ciascuna cella. Tale gradiente è calcolato utilizzando il teorema della divergenza che, in forma
discretizzata, può essere scritto nella forma:
1
∇φ =
V
N facce
∑φ~ A
~
f
.
f
In questo caso i valori della variabile φ sulle facce della cella sono calcolati come media fra i valori
di φ nelle due celle adiacenti alla faccia.
69
4.2.3
Forma linearizzata delle equazioni discretizzate
A questo punto, risulta evidente che l’equazione di trasporto scalare discretizzata risulta essere
funzione della incognita scalare φ nel centro della cella e delle incognite nelle celle circostanti.
Questa equazione risulta, in generale, non lineare rispetto alle variabili. Si procede ad un ulteriore
processo di linearizzazione che porta alla forma definitiva del tipo:
a pφ = ∑ a nbφ nb + b ,
nb
dove il pedice nb (neighbor = vicino) si riferisce alle celle circostanti e il pedice p si riferisce alla cella
in questione.
L’insieme delle equazioni scritte per tutte le celle conduce ad un sistema di equazioni algebriche
lineari con matrice sparsa dei coefficienti. Per risolvere questo sistema si ricorre ad un solutore del
tipo Gauss-Seidel unito ad una tecnica di accelerazione della convergenza di tipo multigrid.
4.2.4
Sottorilassamento nel metodo di Gauss-Seidel
Vista la natura tipicamente non lineare del sistema di equazioni da risolvere è necessario tenere sotto
controllo le variazioni delle variabili tra un’iterazione e la successiva. Questo è ottenuto attraverso una
tecnica di sottorilassamento della correzione sul valore corrente delle variabili, in modo tale da ridurre
la variazione della variabili tra le diverse iterazioni. Indicando con α il coefficiente di
sottorilassamento risulta che:
φ = φold + α ∆φ .
4.2.5
Discretizzazione delle equazioni di conservazione
Per analizzare meglio le tecniche utilizzate dal risolutore segregated si considerino nuovamente le
equazioni integrali di conservazione della massa e di bilancio della quantità di moto:
∫ ρv ⋅ d A=
0,
A
∫ ρ vv ⋅ d A = −∫ p I ⋅ d A + ∫τ ⋅ d A + ∫ F dV
A
A
A
.
V
Operando, per esempio, la discretizzazione dell’equazione di bilancio della quantità di moto proiettata
lungo l’asse x, è possibile scrivere:
a p u = ∑ a nb u nb + ∑ p f A + S .
nb
70
Si ricordi che i valori dei parametri calcolati sono abbinati ai centri delle celle.
Per quanto riguarda la discretizzazione dell’equazione di continuità è possibile scrivere:
N facce
∑
f
N facce
Jf =
∑ ρv
n
Af = 0 .
f
Come accennato in precedenza, il risolutore segregated risolve sequenzialmente prima le tre equazioni
scalari di conservazione della quantità di moto e poi quella di continuità. In questa procedura
sequenziale, l’equazione di continuità è usata come un’equazione per la pressione. Tuttavia la
pressione, nel caso di flussi incomprimibili, non compare esplicitamente visto che la densità (costante)
non risulta direttamente collegata alla pressione. Per introdurre la pressione nell’equazione di
continuità viene usata la famiglia di algoritmi individuati con l’acronimo anglosassone SIMPLE
(Semi-Implicit Method for Pressure-Linked Equations). Per procedere al calcolo è necessario collegare
il valore della componente normale della velocità in corrispondenza delle facce a quelli delle velocità
corrispondenti ai centri delle celle. Per ottenere tali valori viene effettuata una media pesata sulla
quantità di moto utilizzando pesi basati sui coefficienti ap introdotti in precedenza. La portata di flusso
attraverso la generica faccia f potrà essere scritta come:
⌢
J f = J f + d f ( pc 0 − p c1 ) .
Il termine df può essere calcolato come:
df =
2
ρ
A
ap
f
,
dove a p è la media dei coefficienti ap assunti nelle due celle che individuano la faccia f.
L’algoritmo SIMPLE usa una relazione tra componenti di velocità e le correzione di pressione per
soddisfare la conservazione delle masse e per ricavare il campo delle pressioni. Se le equazioni di
conservazione della quantità di moto sono risolte considerando un campo di pressione presunto p*, il
risultante valore del flusso di massa attraverso la superficie f:
(
)
⌢
J * f = J * f + d f p * c 0 − p * c1 ,
non soddisferà l’equazione di continuità. Conseguentemente una correzione J’f deve essere aggiunta
affinché la portata Jf soddisfi l’equazione di continuità:
J f = J*f + J'f .
Secondo l’algoritmo SIMPLE risulta:
71
J ' f = d f ( p ' c 0 − p ' c1 ) .
Il SIMPLE sostituisce queste equazioni nell’equazione di continuità discretizzata che può essere
riscritta mettendo in evidenza le correzioni sulla pressione p’:
a p p ' = ∑ a nb p ' nb +
N facce
∑ J *f ,
nb
f
per il calcolo del valore aggiornato della pressione si applica alla correzione p’ un coefficiente di
sottorilassamento αp.
4.2.6
Metodo multigrid
Per incrementare la velocità di convergenza si impiega una tecnica multigrid calcolando le correzioni,
tra un’iterazione e l’altra, su una serie di griglie più rade. Anche se lo schema di Gauss-Seidel, per la
soluzione del sistema discretizzato e linearizzato, rimuove rapidamente gli errori locali (ad alta
frequenza) nella soluzione, gli errori globali (a bassa frequenza) sono ridotti ad una velocità
inversamente proporzionale alla dimensione della griglia.
La tecnica del multigrid si sviluppa a partire dal concetto che gli errori globali (a bassa frequenza)
esistenti su di una maglia molto fine possono essere visti come errori locali (ad alta frequenza) su di
una maglia più rada, ritornando accessibili per una rapida convergenza. Il metodo multigrid può essere
schematicamente illustrato come segue.
Si consideri il sistema di equazioni discretizzato e linearizzato:
Aφ e + b = 0 ,
dove φe è la soluzione esatta. Poiché si procede con una tecnica di tipo iterativo, alla generica
iterazione i risulta:
Aφ i + b = d i ,
dove con φi e di si indicano rispettivamente la soluzione approssimata e l’errore all’i-esima iterazione.
Vorrà dire che è necessario applicare una correzione ψi alla soluzione φi calcolata all’i-esima
iterazione pari a:
ψ i = φe − φi ;
è possibile cioè scrivere che
φe = φi + ψ i ,
ma allora
72
A(φ i + ψ i ) + b = 0 ,
ovvero
Aψ i = − d i .
Questo è un sistema di equazioni che può essere risolto per determinare le correzioni ψi. Pertanto la
soluzione all’iterazione successiva potrà essere scritta come:
φ i +1 = φ i + ψ i .
Supposto di aver calcolato la correzione in termini della maglia più fine (in maniera tale da aver
abbattuto l’errore locale), è necessario trasferire l’errore d dalla maglia più fine a quella più rada
(restriction), procedere al calcolo della correzione sulla maglia più rada, e poi trasferire tale correzione
nuovamente sulla maglia più fine (prolongation). A livello di maglia più rada è possibile scrivere
(trascurando i pedici i):
AH ψ H + R d = 0 ,
dove AH è la matrice legata ora alla maglia più rada ed R il cosiddetto operatore di restriction
(anch’esso una matrice) il cui compito è quello di trasferire l’errore dalla maglia più fine a quella più
rada. Una volta calcolata la correzione sulla maglia più rada ψH è necessario trasferire tale correzione
alla soluzione sulla maglia più fine. Per fare ciò si ricorre all’operatore di prolongation P:
φ new = φ + Pψ H .
L’algoritmo utilizzato per calcolare gli operatori AH, R e P è il cosiddetto Algebric Multigrid (AMG).
Si parla di algoritmo di tipo algebrico perché le equazioni sulla maglia più rada sono generate senza
l’uso di alcuna geometria o ridiscretizzazione sulla griglia più rada. Per la valutazione dell’operatore R
ci si basa sul principio che l’errore, in ognuna delle celle della griglia più rada, è dato dalla somma
degli errori sulle celle della griglia più fine che la costituiscono. Per quanto riguarda l’operatore P
questo è valutato come matrice trasposta di R:
P = RT .
Per quanto riguarda l’operatore AH si segue il seguente ragionamento. Quello che si cerca di fare,
lavorando sulla maglia più rada, è che l’errore associato con la soluzione corretta a livello della maglia
più fine, una volta riportato nella maglia più rada, risulti nullo ovvero che:
R d new = 0 .
E’ possibile allora scrivere che:
73
(
) [(
) ]
R Aφ new + b = R A φ + Pψ H + b = 0
e riordinando il tutto
RAPψ H + R ( Aφ + b ) = RAPψ H + Rd = 0 ,
quindi si ha che:
A H = RAP .
Sulla base di questi concetti fondamentali è possibile utilizzare più livelli di griglie sempre più rade,
ecco perché si parla di tecnica multigrid.
4.3
Modello di turbolenza
I flussi turbolenti sono caratterizzati da fluttuazioni nel campo di velocità. Queste fluttuazioni
determinano un trasferimento di grandezze quali quantità di moto, energia e quindi causano
fluttuazioni anche di tali quantità. Poiché queste fluttuazioni possono essere di piccola scala ma di alta
frequenza, la loro risoluzione risulta computazionalmente troppo costosa perché questi flussi possano
essere simulati direttamente nella normale pratica ingegneristica. Tuttavia, le equazioni che governano
il flusso nella loro formulazione istantanea (esatta) possono essere mediate affinché i fenomeni di
piccola scala vengano rimossi. Tale operazione si riflette nell’ottenimento di un diverso insieme di
equazioni che risultano computazionalmente meno dispendiose. Tuttavia queste equazioni modificate
contengono delle incognite addizionali dovute all’operazione di media. Affinché il problema continui
a risultare ben posto è necessario introdurre ulteriori equazioni. Questa operazione viene effettuata
sviluppando un modello di turbolenza tale da legare le nuove variabili a quelle già presenti.
Due sono gli approcci fondamentali utilizzati per modificare le equazioni di Navier-Stokes in maniera
che i fenomeni di piccola scala non debbano essere direttamente simulati: mediando nel tempo
(secondo quanto proposto da Reynolds) o filtrando nello spazio.
Le equazioni di Navier-Stokes mediate secondo Reynolds, o con acronimo anglosassone RANS
(Reynolds-Averaged Navier-Stokes equations), rappresentano equazioni di trasporto per le sole
grandezze medie, modellando tutte le scale di turbolenza. Se il flusso medio risulta stazionario, le
derivate temporali delle quantità medie risulteranno nulle e si potrà giungere ad una soluzione
stazionaria. Tipici modelli che usano tale approccio sono il capostipite RSM (Reynolds Stress Method
ovvero metodo degli sforzi di Reynolds) o i modelli ad una o due equazioni differenziali quali lo
Spallart-Allmaras, il k-ε standard e le sue versioni modificate.
L’operazione di filtraggio nello spazio va sotto il nome di LES (Large Eddy Simulation). Tale tecnica
si basa fondamentalmente su una manipolazione delle equazioni esatte di Navier-Stokes per rimuovere
74
tutti quei vortici la cui scala risulti inferiore alla dimensione del filtro, che è solitamente preso
corrispondente alla griglia computazionale. L’attrattiva di questo modello di turbolenza sta nel fatto
che l’operazione di modellizzazione risulta ridotta e quindi, in teoria, l’errore indotto dal modello di
turbolenza stesso dovrebbe risultare minore.
Si è scelto di ricorrere alla tecnica RANS.
Le variabili istantanee (esatte) vengono artificialmente decomposte in due componenti separate pari
rispettivamente al valor medio e alla parte fluttuante. Per la generica variabile φ è possibile scrivere:
φ = φ +φ′ ,
dove la quantità soprassegnata indica il valor medio, mentre quella con l’apice indica la componente
fluttuante. Si procede quindi alla sostituzione di tutte le variabili con le rispettive componenti medie e
fluttuanti. A questo punto si procede mediando le singole equazioni. Quando si effettua l’operazione di
media sulle equazioni, tutti i termini lineari daranno luogo semplicemente allo stesso termine con le
grandezze medie. Quando si considerano però termini non lineari, si introdurranno dei termini
aggiuntivi a quelli relativi ai valori medi. Ciò dipende dal fatto che se è vero che la media di un valore
fluttuante è nulla non è assolutamente vero che la media del prodotto di due quantità fluttuanti risulti
anch’essa nulla.
Se si considerano, ad esempio, l’equazione di continuità e l’equazione di bilancio della quantità di
moto, effettuando una media nel tempo, si ottengono le equazioni medie del flusso. Eliminando, per
semplicità, il segno di soprallineato dalle medie della velocità, le equazioni mediate, scritte in
componenti cartesiane risultano:
∂
∂
ρ+
(ρ u i ) = 0 ,
∂t
∂xi
ρ

D
∂
∂   ∂
∂
2
∂
ui = −
p+
ui +
u j − δ ij
u l  +
µ 
Dt
∂xi
∂x j   ∂x j
∂xi
3 ∂xl 
∂
+
− ρ ui ' u j '
∂x j
(
)
che rappresentano le equazioni di Navier-Stokes mediate alla Reynolds (RANS). Come si può ben
vedere sono stati introdotti termini aggiuntivi che sono rappresentativi degli effetti turbolenti sul
(
)
comportamento delle grandezze medie. Tali grandezze aggiuntive − ρ u i ' u j ' sono dette sforzi
(stress) di Reynolds. Sono questi i termini che devono essere modellizzati per chiudere l’insieme delle
equazioni.
75
Un metodo comune per modellizzare gli stress di Reynolds, è quello di applicare l’ipotesi di
Boussinesq per collegare tali sforzi ai gradienti delle velocità medie:
 ∂
 2

∂
∂
− ρ ui ' u j ' = µ t 
ui +
u j  −  ρ k + µ t
u i δ ij
 ∂x
∂xi  3 
∂xi 
 j
dove con µt si indica la cosiddetta viscosità dinamica turbolenta e con k l’energia cinetica turbolenta.
Si noti che in queste formule, come nelle seguenti, è stata utilizzata la notazione einsteniana secondo
cui si estende la sommatoria ai termini con indice uguale.
Il vantaggio nell’utilizzo dell’ipotesi di Boussinesq è evidente se si considera il basso costo
computazionale legato al calcolo degli stress di Reynolds. Lo svantaggio dell’ipotesi di Boussinesq sta
nel fatto che la viscosità turbolenta viene considerata come una quantità scalare isotropa, e a rigore
questo non è vero.
4.3.1
Modello k-ε
Nel caso dei modelli k-ε la viscosità turbolenta è calcolata in funzione dei due parametri: k (energia
cinetica turbolenta) ed ε (velocità di dissipazione turbolenta). E’ necessario quindi introdurre due
equazioni di trasporto, una per ciascuna grandezza turbolenta introdotta.
Nella derivazione del modello k-ε si assume che il flusso sia completamente turbolento e che l’effetto
della viscosità molecolare sia trascurabile. L’equazione di conservazione dell’energia cinetica
turbolenta è derivata esattamente:

D
( ρ k ) = ∇ ⋅   µ + µt
Dt
σk



 ∇ k  + Gk + Gb − ρ ε − YM + S k ,


mentre per la velocità di dissipazione turbolenta ci si basa sul ragionamento fisico e sulla similitudine
con l’equazione precedente:
2



D
( ρ ε ) = ∇ ⋅   µ + µt  ∇ ε  + C1ε ε ( Gk + C3ε Gb ) − C2ε ε + Sε .
Dt
k
k
σk  

In queste equazioni, Gk rappresenta la generazione di energia cinetica turbolenta legata ai gradienti
delle velocità medie, ovvero:
Gk = − ρ u 'i u ' j
∂uj
∂ xi
.
Gb rappresenta la generazione di energia cinetica turbolenta legata alla spinta di Archimede, ovvero:
76
Gb = − g i
µt ∂ ρ
.
ρ Prt ∂ xi
YM rappresenta il contributo delle dilatazioni fluttuanti in flussi comprimibili, ovvero:
2
YM = 2 ρ ε M a ,
con Ma numero di Mach.
C1ε, C2ε e C3ε sono delle costanti. σk e σε sono i numeri di Prandtl turbolenti per k ed ε rispettivamente.
Sk e Sε sono eventuali termini sorgente.
La viscosità turbolenta è calcolata come:
µt = − ρ Cµ
k2
ε
.
Le costanti introdotte presentano i seguenti valori:
C1ε = 1.44 , C2ε = 1.92 , C3ε = tanh
v
, Cµ = 0.09 , σ k = 1.0 , σ ε = 1.3 ,
u
con v componente di velocità parallela alla forza di gravità e u la componente ortogonale.
Come già detto i flussi turbolenti sono influenzati in maniera non semplice dalla presenza delle pareti.
Il campo delle velocità medie è fortemente influenzato dalla condizione di assenza di scorrimento sulla
parete. In prossimità delle pareti lo smorzamento viscoso riduce le fluttuazioni di velocità tangenziale,
mentre l’arresto cinematico riduce le fluttuazioni normali.
Verso la parte più esterna della regione vicino a parete la turbolenza è incrementata rapidamente dalla
produzione di energia cinetica turbolenta a seguito dell’ampio valore del gradiente di velocità medie.
Nel caso di strato limite turbolento, le condizioni di flusso a parete possono essere schematicamente
suddivise in tre livelli (Fig. 4.1). Nello strato più vicino a parete, chiamato substrato laminare, il flusso
ha comportamento pressoché laminare, e la viscosità gioca un ruolo dominante nel trasferimento di
quantità di moto. Nello strato più esterno, chiamato strato completamente turbolento, il ruolo più
importante è giocato dalla turbolenza. Infine nello strato intermedio ai precedenti due entrambi gli
effetti sono ugualmente importanti.
Ci sono due approcci per modellizzare le regioni a parete. Nel primo, la regione più prossima a parete
non è risolta direttamente, ma formule semiempiriche, chiamate funzioni di parete, sono usate per
collegare le regioni affette dalla viscosità tra la parete e la regione completamente turbolenta.
Nell’altro, il modello di turbolenza è modificato per permettere, con un’opportuna dimensione della
griglia, una risoluzione diretta anche del substrato viscoso.
77
Fig. 4.1 Andamento delle velocità nello strato limite
Se l’altezza delle celle della griglia a parete è troppo elevata si assume che i centroidi delle celle stesse
cadano all’interno della regione logaritmica del boundary layer e si ricorre all’uso delle wall functions.
4.4
Cinetica chimica
Il Fluent consente di considerare il miscelamento e la reazione tra specie chimiche differenti
risolvendo equazioni di conservazione che includono termini relativi a fenomeni convettivi, diffusivi e
reattivi per ciascuna specie. Possono essere modellati anche meccanismi di reazioni che includono più
reazioni. Inoltre è possibile anche utilizzare l’approccio di combustione non-premiscelata basandosi su
un parametro conservativo: la mixture fraction (frazione di mescolamento).
Quando si sceglie di risolvere le equazioni di conservazione delle specie chimiche, il Fluent valuta la
frazione massica di ciascuna specie, Yi, attraverso la risoluzione dell’equazione di trasporto
(convettivo-diffusivo) per l’i-esima specie. Questa equazione assume la generica forma:
∂
(ρ Yi ) + ∇ ⋅ ρ v Yi = − ∇ ⋅ J i + Ri + Si
∂t
(
)
dove Ri è la velocità di produzione netta della specie i-esima attraverso le reazioni chimiche coinvolte
ed Si è un termine sorgente che mette in conto l’aggiunta della specie chimica a partire da una fase
discreta dispersa o qualsiasi altra sorgente definita dall’utente. Infine Ji è il termine diffusivo legato ai
gradienti di concentrazione delle specie chimiche, ovvero:

µ
J i = −  ρ Di ,m + t
Sct

78

 ∇ ⋅Yi

dove Di,m è il coefficiente di diffusione della specie i-esima nella miscela e Sct è il numero di Schmidt
turbolento.
Una equazione di questo tipo verrà risolta per ognuna delle N-1 specie chimiche, se N è il numero
totale di specie presenti. L’N-esima specie chimica, solitamente quella che è presente in maggiore
quantità, è calcolata per differenza dovendo complessivamente risultare che:
N
∑Y
= 1.
i
i =1
Per quanto concerne la velocità di reazione questa può essere valutata in base a diversi approcci. In
particolare questa può essere calcolata in base al finite rate model ovvero attraverso l’eddy dissipation
model.
4.4.1
Finite rate model
In questo caso la velocità di reazione è calcolata in base alla legge di Arrhenius e si trascurano gli
effetti legati alle fluttuazioni turbolente. Questo modello è esatto in presenza di fiamme laminari, ma
generalmente risulta inaccurato nel caso di fiamme turbolente o nel caso di cinetiche chimiche
altamente non-lineari. Questo tipo di modello può comunque essere considerato accettabile nel caso in
cui si ha a che fare con una cinetica chimica relativamente lenta è nel caso di modeste fluttuazioni
turbolente.
Il termine sorgente Ri è ovviamente legato alle velocità di formazione e distruzione della specie
chimica i-esima coinvolta nella generica reazione r ( Rˆ i ,r ), ovvero:
N
Ri = M w,i ∑ Rˆi ,r .
i =1
La generica reazione r può essere scritta come:
N
∑ν i',r M i
i =1
k f ,r
N
k b ,r
i =1
⇔ ∑ν
"
i ,r
Mi
dove υ’i,r rappresenta il coefficiente stechiometrico per il reagente i nella reazione r e υ”i,r rappresenta
il coefficiente stechiometrico per il prodotto i nella reazione r.
La velocità di formazione o di distruzione della specie chimica i-esima coinvolta nella generica
reazione r, Rˆ i ,r , può essere espressa come:
Nr

Rˆ i , r = Γ ν i",r −ν i',r  k f ,r ∏ C j ,r
j =1

(
[ ]
)
79
η i' ,r
Nr
[ ]
− kb , r ∏ C j , r
j =1
η i",r

.


In questo caso Г è un coefficiente che mette in conto l’effetto di un corpo terzo (third body effect).
La costante di reazione diretta, kf,r, è calcolata ricorrendo alla legge di Arrhenius:
k f ,r = Ar T β r e − Er / RT .
La costante di reazione inversa, kb,r, è calcolata invece come:
kb , r =
k f ,r
Kr
.
dove Kr è la costante di equilibrio della reazione r-esima, calcolata come:
NR
 ∆S
∆H
K r = exp
−
RT
 R
o
r
o
r

 

∑ (ν "j ,r −ν 'j ,r )
patm  j =1

.
R T 
Il termine all’interno della funzione esponenziale rappresenta la variazione di energia libera di Gibbs e
i suoi componenti sono calcolati come:
N
∆S ro
= ∑ ν i",r −ν i',r
i =1
R
o
N
∆H r
= ∑ ν i",r −ν i', r
i =1
RT
o
i
) SR
(
(
)
hio
RT
,
dove Si° e hi° sono rispettivamente l’entropia e l’entalpia in condizioni standard per la specie i-esima.
4.4.2
Eddy dissipation model
Molti combustibili presentano una velocità di ossidazione molto elevata, pertanto la velocità di
reazione complessivamente risulta controllata dal mescolamento turbolento. Per mettere in conto tale
tipologia di combustione, il Fluent implementa un modello che è basato sul lavoro di Magnussen e
Hjertager. La velocità netta di produzione della specie i-esima a seguito della reazione r-esima, Ri,r, è
data dalla più bassa tra due espressioni:
Ri , r = ν i',r M w,i A ρ
 Y


min  ' R
k R  ν R ,r M w, R 
,
ε ∑ P YP
ε
Ri , r = ν i',r M w,i A B ρ
k
∑ν
N "
j i ,r
M w, j
dove: YP è la frazione massica di un qualunque prodotto, P; YR è la frazione massica di un qualunque
reagente, R; A = 4; B = 0.5.
In queste equazioni, la velocità di reazione è governata dalla scala temporale turbolenta, k/ε.
80
4.5
Modello di irraggiamento
Quale modello di irraggiamento, è utilizzato il DO (Discrete Ordinate). Questo modello risolve
un’equazione di trasporto per l’intensità di energia radiante in un numero discreto di angoli solidi, il
cui numero è fissato dall’utente. L’equazione di trasporto può essere scritta come:
σ T 4 σs
∇ ⋅ I r , s s + (a + σ s ) I r , s = a n
π 4π
(( ))
( )
2
81
∫
4π
0
( ) ( )
I r , s ' Φ r , s ' dΩ ' .
Capitolo 5
Simulazioni numeriche
L’attività sperimentale è stata accompagnata anche da una attività di tipo numerico. Questa fase di
studio è andata in parallelo alla fase di progettazione e sviluppo dell’impianto per lo studio della
combustione diluita.
5.1
Simulazione di un bruciatore recuperativo in regime MILD
Come primo esempio dello studio della combustione diluita in regime MILD, si è scelto di studiare un
bruciatore recuperativo modello Rekumat C100 della WS (Fig. 5.1-b), per il quale sono disponibili in
letteratura sia dati sperimentali [48] che numerici [49].
Questo risulta un interessante test case per la semplicità della geometria consentendo di verificare le
potenzialità del codice di calcolo dal punto di vista del modello di combustione e del modello di
irraggiamento.
5.1.1
Geometria del bruciatore
Il bruciatore considerato, può essere esercito sia in condizioni di fiamma tradizionale che in condizioni
flameless. Nel primo caso l’ingresso del combustibile (metano) è radiale mentre nel secondo caso è di
tipo assiale (Fig. 5.1-c).
La camera di combustione è cilindrica, con una lunghezza di 1 m ed un diametro di 0.5 m (Fig. 5.1-a).
La sezione di scarico dei fumi è dalla stessa parte del bruciatore e ad esso coassiale. I fumi, uscendo
dalla camera di combustione e lambendo la superficie esterna del bruciatore, consentono di
preriscaldare l’aria comburente. Per fissare la temperatura dell’aria comburente, si controlla la quantità
di fumi attraverso un bypass del recuperatore. Attorno alle pareti della camera di combustione sono
alloggiati tubi refrigerati ad aria per un miglior controllo della temperatura di processo,
indipendentemente dalla capacità termica del bruciatore.
82
Fig. 5.1 Geometria del combustore
5.1.2
Modello di calcolo
Grazie all’assialsimmetria della geometria del bruciatore e della camera di combustione si è stabilito di
utilizzare un approccio 2D. Vengono risolte le equazioni di Navier Stokes mediate alla Reynolds
(RANS) con un approccio ai volumi finiti. L’accoppiamento velocità pressione è ottenuto attraverso
l’algoritmo SIMPLE (Semi-Implicit Method for Pressare Linked Equation). I termini convettivi sono
discretizzati usando schemi upwind accurati al secondo ordine. Anche i termini viscosi e la pressione
sono discretizzati usando schemi centrati accurati al secondo ordine. Gli stress di Reynolds vengono
legati al gradiente del campo di velocità medio secondo l’approccio di Boussinesq. Per la chiusura del
problema, si utilizza il modello di turbolenza k-ε nella formulazione standard (Launder & Spalding,
1972).
In accordo con quanto fatto da Malfa et al. [49] si ricorre ad un meccanismo di reazione semplificato
ad un singolo step in cui il metano è ossidato direttamente in anidride carbonica e vapor d’acqua:
CH 4 + 2 O2 → CO2 + 2 H 2 O .
83
Tenuto conto che in condizioni di combustione MILD il processo di ossidazione è controllato sia dalla
cinetica chimica che dalle condizioni di mescolamento, la velocità di reazione localmente è calcolata
considerando l’approccio finite-rate/eddy-dissipation. In accordo con questo approccio la velocità di
reazione da considerare è la minore tra quella calcolata con la legge di Arrhenius e quella legata al
mescolamento turbolento.
Per mettere in conto l’effetto dell’irraggiamento si ricorre al modello Discrete Ordiantes (DO). Per
tener conto della dipendenza del coefficiente di assorbimento dalla composizione chimica, questo è
calcolato come media dei coefficienti di assorbimento di ciascuna specie chimica presente (WSGGM cell based).
Il dominio di calcolo è stato discretizzato con griglie strutturate multiblocco.
In Tab. 5.1 si riportano le principali condizioni al contorno e una sintesi della configurazione del
modello di calcolo.
Tab. 5.1
Modello di calcolo
84
5.1.3
Risultati
In Fig. 5.2 si riportano le isoterme all’interno della camera di combustione ottenute tramite la
simulazione numerica.
Fig. 5.2 Isoterme all’interno della camera di combustione
Osservando l’andamento della temperatura lungo l’asse della camera di combustione (Fig. 5.3) è
possibile osservare il buon accordo dei risultati numerici con i dati sperimentali.
Fig. 5.3 Andamento della temperatura lungo l’asse della camera di combustione
85
L’accordo dei dati numerici con quelli ottenuti da Malfa et al. è legata al fatto che sono stati utilizzati
approcci praticamente uguali. Le differenze sono attribuibili alla diversa definizione della griglia di
calcolo.
L’accordo tra risultati numerici e sperimentali è considerato buono anche osservando gli andamenti
delle temperature in direzione radiale, valutati in 4 differenti posizioni assiali ovvero x = 50mm, x =
200 mm, x = 400 mm, x = 950 mm (Fig. 5.4).
Fig. 5.4 Andamento della temperatura lungo la direzione radiale in 4 posizioni
Si può concludere che anche a fronte di un meccanismo di reazione estremamente semplificato, il
codice di calcolo risulta efficace nel simulare fenomeni di combustione diluita. Infatti in questo caso,
il processo di combustione è principalmente dominato dalla lenta cinetica di combustione tipica dei
processi a bassa temperatura e dal mescolamento dei reagenti soggetti ad un forte livello di diluizione
per effetto della notevole ricircolazione dei prodotti della combustione, mentre la turbolenza ha scarsa
influenza nella stima del campo di moto.
L’estrema semplicità del modello sviluppato determina tuttavia una minore accuratezza in prossimità
del bruciatore dove si evidenziano le maggiori differenze fra risultati numerici e sperimentali. Infatti,
questa zona è caratterizzata da una più complessa interazione tra cinetica chimica e fenomeni di
mescolamento.
86
5.2
Simulazione di un bruciatore innovativo a stadi
Il passo successivo è stato quello di studiare la possibilità di condurre in condizioni di combustione
MILD un bruciatore innovativo che realizza una combustione a stadi [50]. Si è ritenuto importante
simulare il comportamento di questa tipologia di bruciatore perché sulla base di questo è stato
sviluppato il bruciatore sperimentale montato nel laboratorio di combustione diluita.
5.2.1
Descrizione del bruciatore
Il nuovo schema di bruciatore a cui si fa riferimento (Fig. 5.5), proposto congiuntamente da Ansaldo
Caldaie e dal Politecnico di Bari [51], è stato progettato per realizzare una combustione a stadi
attraverso effetti aerodinamici e mediante il ricorso a quattro lance laterali che consentono di
introdurre parte del combustibile in regioni ad alta temperatura e a basso contenuto di ossigeno. La
combustione a stadi, ottenuta per effetto aerodinamico, è stata inizialmente implementata al MIT dove
è stato sviluppato il bruciatore RSFC (Radially Stratified Flame Core) [52].
Fig. 5.5 Bruciatore innovativo con combustione a stadi per effetto aerodinamico
La combustione è stadi è ottenuta attraverso l’introduzione di due flussi d’aria, primaria e secondaria,
entrambi swirlati e con l’introduzione del combustibile divisa fra una torcia centrale e quattro lance
laterali. Una frazione (20%) dell’aria comburente è introdotta in prossimità della torcia centrale (aria
primaria) in modo tale da creare una zona ricca ad elevata temperatura. La restante parte di aria
comburente (aria secondaria) è introdotta attraverso un condotto anulare più esterno con un elevato
livello di swirl in modo tale da circondare la parte centrale della fiamma.
Le lance laterali consentono di creare una terza regione ad alta temperatura e a basso tenore di
ossigeno nella zona in cui parte dei prodotti della combustione tendono a ricircolare per effetto del
vortice indotto dai flussi swirlati entranti nella camera di combustione.
87
Questo bruciatore può essere alimentato con diversi tipi di combustibile (gas naturale, gasolio,
polverino di carbone). Nel caso specifico verrà considerato come unico combustibile il gas metano.
La camera di combustione è di tipo cilindrico ad asse orizzontale, lunga 8 m e 4.35 m di diametro.
L’uscita è sempre circolare ma con un diametro di 3.16 m.
5.2.2
Modello di calcolo
Al fine di determinare il comportamento del bruciatore si procede con una analisi termofluidodinamica tridimensionale mediante l’utilizzo di un codice di calcolo CFD. Il dominio di calcolo
è stato discretizzato con 286000 celle attraverso il ricorso ad una griglia ibrida multiblocco (Fig. 5.6).
In particolare, gran parte della camera di combustione è stata discretizzata utilizzando griglie
strutturate, mentre si è ricorso a griglie non strutturate per la descrizione delle zone del bruciatore dove
sono presenti gli swirler, la torcia centrale e le lance laterali.
Fig. 5.6 Dettaglio della griglia di calcolo ibrida multiblocco
Grazie alla particolare simmetria del bruciatore è stato possibile ridurre il dominio di calcolo ad un
quarto della geometria complessiva consentendo di ridurre notevolmente i tempi di calcolo.
E’ stata posta particolare cura nei dettagli geometrici simulando anche l’efflusso del combustibile dai
fori sulla torcia centrale (Fig. 5.7) e sulle lance laterali (Fig. 5.8).
Vengono risolte le equazioni stazionarie di Navier Stokes mediate alla Reynolds (RANS) con un
approccio ai volumi finiti. L’accoppiamento velocità pressione è ottenuto attraverso l’algoritmo
SIMPLE (Semi-Implicit Method for Pressure Linked Equation). I termini convettivi sono discretizzati
usando schemi upwind accurati al primo ordine, mentre i termini viscosi e la pressione sono
discretizzati usando schemi centrati accurati al secondo ordine. Gli stress di Reynolds vengono legati
al gradiente del campo di velocità medio secondo l’approccio di Boussinesq. Per la chiusura del
88
problema, si utilizza il modello di turbolenza k-ε nella formulazione standard (Launder & Spalding,
1972).
Per quanto concerne il meccanismo di reazione, si ricorre ad un modello semplificato a due step:
2 CH 4 + 3 O2 → 2 CO + 4 H 2O
2 CO + O2 ⇔ 2 CO2
.
Fig. 5.7 Dettaglio della griglia in prossimità della torcia centrale
Fig. 5.8 Dettaglio della griglia in prossimità delle lance laterali
Tenuto conto che in condizioni di combustione MILD il processo di ossidazione è controllato sia dalla
cinetica chimica che dalle condizioni di mescolamento, la velocità di reazione è calcolata localmente
considerando l’approccio finite-rate/eddy-dissipation. In accordo con questo approccio, la velocità di
89
reazione da considerare è la minore tra quella calcolata in base alle leggi di Arrhenius e quella legata
al mescolamento turbolento.
Per mettere in conto l’effetto dell’irraggiamento si ricorre al modello Discrete Ordiantes (DO). Per
tener conto della dipendenza del coefficiente di assorbimento dalla composizione chimica, questo è
calcolato come media dei coefficienti di assorbimento di ciascuna specie chimica presente (WSGGM cell based).
In Tab. 5.2 si riporta una sintesi della configurazione del modello di calcolo.
Tab. 5.2
5.2.3
Modello di calcolo
Risultati
Inizialmente è stata analizzata la combustione tradizionale di metano in aria in condizioni
stechiometriche (a). La portata di combustibile è ripartita equamente tra la lancia centrale e le quattro
lance laterali. Si è passati quindi a considerare due differenti condizioni di combustione diluita: nella
prima delle due il tenore di ossigeno nel comburente è stato fissato al 10% in volume (b); mentre nella
seconda il tenore di ossigeno scende al 5% in volume (c). Entrambi i casi di combustione diluita sono
caratterizzati da un rapporto 4:1 tra la portata complessivamente introdotta attraverso le quattro lance
90
laterali e quella introdotta tramite la torcia centrale. In entrambi i casi si è in lieve eccesso d’aria. In
tutti i casi il comburente è preriscaldato anche se a livelli di temperatura differenti.
In Tab. 5.3 sono sintetizzati i principali parametri per definire le condizioni di ingresso del
combustibile e del comburente.
Tab. 5.3
Principali condizioni di ingresso
Osservando le isolinee della componente di velocità assiale (Fig. 5.9), in tutte e tre i casi considerati è
possibile individuare due principali zone di ricircolazione: la prima nel cuore della fiamma vicino alla
torcia centrale; la seconda vicino alle pareti laterali della camera di combustione.
Le isolinee di frazione in massa del monossido di carbonio (Fig. 5.10) e dell’ossigeno (Fig. 5.11)
mostrano che in tutti i casi il processo di combustione è completo.
Se si osserva la distribuzione di temperatura all’interno della camera di combustione (Fig. 5.12), è
evidente come passando in condizioni di combustione diluita ed in particolar modo al caso a più basso
tenore di ossigeno (5%) si assiste ad un cambiamento della distribuzione di temperatura che diventa
molto più uniforme. Basti considerare che nel caso a più basso tenore di ossigeno il massimo
incremento di temperatura è di soli 400 K. Viceversa, nel caso di combustione di tipo tradizionale, si
ha un incremento massimo di temperatura di 1400 K.
Per quanto riguarda la formazione di NOx (Fig. 5.13), in questo caso si è considerata solo la
formazione di NO per effetto termico, in accordo con il meccanismo esteso di Zeldovich. Il calcolo è
stato effettuato in post processing, utilizzando una routine appositamente implementata nel codice di
calcolo fluidodinamico. In questo caso si fa l’ipotesi che le concentrazioni di radicali O e OH siano in
91
equilibrio parziale. Il calcolo della formazione degli NOx solo per effetto termico abbinato ad una
distribuzione di temperatura priva di picchi, spiega perché nel caso di combustione diluita le emissioni
di questo inquinante risultano praticamente nulle. Nondimeno, è opportuno sottolineare che anche nel
caso di combustione tradizionale le emissioni inquinanti, in termini di NOx e CO, risultano molto
contenute (Tab. 5.4) dimostrando l’efficacia della combustione a stadi nel combattere la formazione
degli NOx.
Tab. 5.4
Emissioni inquinanti
Fig. 5.9 Isolinee di velocità assiale
92
Fig. 5.10 Frazione in massa di monossido di carbonio
Fig. 5.11 Frazione in massa di ossigeno
93
Fig. 5.12 Isoterme
Fig. 5.13 Frazione in massa di ossido d’azoto
94
CONCLUSIONI
Nell’ambito di questo lavoro di tesi è stato progettato e realizzato un apparato sperimentale per testare
bruciatori funzionanti sia in modalità di combustione tradizionale che in regime di fiamma diluita.
L’apparato sperimentale, studiato e progettato nell’ottica di garantire massima flessibilità e variabilità
dei parametri di processo, consentirà l’esecuzione di campagne sperimentali mirate alla valutazione
dell’effetto dei principali parametri (tenore di ossigeno in ingresso, temperatura in ingresso, indice
d’ossigeno, ecc.) sul processo di combustione in regime di fiamma diluita.
Purtroppo, a seguito di ritardi nel completamento dell’impianto, le campagne sperimentali sono
cominciate con estremo ritardo. Inoltre, la necessità di fare esperienza nella conduzione di un impianto
così complesso, ci ha obbligato ad effettuare, per ora, solo test in condizioni di combustione
tradizionale.
Tuttavia, essendo stata già verificata la funzionalità del bruciatore ausiliario ed essendo in grado di
controllare le condizioni del comburente in ingresso al forno sperimentale, a breve saranno effettuate
anche le prime campagne sperimentali in regime di combustione diluita.
I sistemi di controllo e di gestione dell’impianto si sono rivelati efficaci, infatti hanno consentito di
controllare sia la portata di comburente che quella del combustibile e allo stesso tempo di controllare
la depressione in camera di combustione, favorendo una conduzione dell’impianto in sicurezza.
Il primo set di prove ha consentito di definire le condizioni di operatività del bruciatore sperimentale e
di comprendere l’influenza della ripartizione della portata di aria comburente tra flusso primario e
flusso secondario.
Il bruciatore testato si è rivelato efficace nella realizzazione di una combustione caratterizzata da basse
emissioni anche quando questo è condotto in condizioni di combustione con aria non preriscaldata
usata come comburente.
La possibilità di affiancare l’attività prettamente sperimentale con lo studio della combustione diluita
attraverso il ricorso a codici di simulazione termofluidodinamica, ha consentito di approfondire le
conoscenze su questa nuova tecnologia di combustione e di avere un quadro puntuale di ciò che
avviene all’interno della camera di combustione.
95
CONCLUSIONI
L’approccio combinato finite rate/eddy dissipation è risultato efficace nel prevedere il comportamento
dei processi di ossidazione sia nel caso di combustione in condizioni tradizionali sia nel caso di un
regime di combustione MILD.
L’utilizzo della simulazione numerica si è inoltre dimostrato un efficace strumento predittivo che potrà
consentire di limitare il numero di prove sperimentali che risultano particolarmente dispendiose
soprattutto in termini economici.
96
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STUDIO TEORICO SPERIMENTALE DELLA COMBUSTIONE DILUITA

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