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POLITECNICO DI MILANO
Scuola di Ingegneria Industriale e dell’Informazione
Dipartimento di Chimica, Materiali e Ingegneria Chimica “Giulio Natta”
COMBUSTIONE MILD DI MISCELE
LIQUIDE CONTENENTI COMPOSTI
OSSIGENATI
Tesi di Laurea Magistrale in Ingegneria Chimica
Relatori:
Marco DERUDI
Michele CEREA
Candidati:
Claudio DURZINI
769996
Erika ROSSETTI
770604
Anno Accademico 2014-2015
Indice
Introduzione....................................................................................................................15
1
Stato dell'arte ..........................................................................................................17
1.1
Introduzione ......................................................................................................17
1.2
Gli ossidi di azoto..............................................................................................18
1.3
Altri inquinanti gassosi del processo di combustione .........................................20
1.4
Produzione degli ossidi di azoto nei processi di combustione.............................22
1.5
Principali tecnologie di abbattimento degli ossidi di azoto.................................26
1.6
Caratteristiche della combustione senza fiamma ................................................30
1.7
Applicazioni tecnologiche .................................................................................38
1.7.1 Ossidazione termica ......................................................................................38
1.7.2 Combustibili liquidi.......................................................................................38
1.8
Nebulizzazione: definizione e principi generali .................................................63
1.8.1 Break-up primario .........................................................................................64
1.8.2 Break-up secondario......................................................................................65
1.8.3 Sistemi utilizzati per la nebulizzazione dei combustibili liquidi .....................67
2
Materiali e metodi ...................................................................................................72
2.1
Descrizione dell'impianto ..................................................................................72
2.1.1 Reattore.........................................................................................................73
2.1.2 Forno di mantenimento..................................................................................78
2.2
Sistema di analisi dei gas...................................................................................79
2.3
Sistema di immissione del combustibile liquido ................................................80
2.4
Mappa di funzionamento...................................................................................83
2.5
Procedure sperimentali ......................................................................................84
2.5.1 Avviamento del bruciatore.............................................................................85
2.5.2 Iniezione di combustibili liquidi ....................................................................88
2.6
Combustibili liquidi utilizzati ............................................................................89
2.7
Identificazione dei limiti di funzionamento mild clean.......................................90
2.7.1 Spegnimento per raffreddamento semplice ....................................................90
2.7.2 Spegnimento per controdiluizione .................................................................91
2.7.3 Limite superiore di temperatura.....................................................................92
2.8
3
Rilevazione dei profili di emissione e di temperatura.........................................92
Risultati e discussione .............................................................................................95
3.1
Verifica delle condizioni di transizione del bruciatore .......................................96
3.2
Prove preliminari con kerosene .........................................................................99
3.3
Comportamento di alcoli puri ..........................................................................105
3.4
Comportamento di alcoli in miscela.................................................................113
3.5
Comportamento di furani in miscela................................................................129
3.6
Mappe di funzionamento.................................................................................132
3.6.1
Composti puri..........................................................................................132
3.6.2
Miscele contenenti percentuali variabili di alcoli .....................................138
3.6.3
Miscele contenenti furani.........................................................................141
Conclusioni....................................................................................................................143
Bibliografia ...................................................................................................................145
Appendice A..................................................................................................................150
Appendice B..................................................................................................................156
Appendice C..................................................................................................................158
Appendice D..................................................................................................................161
Indice delle figure
Indice delle figure
Figura 1.1: Contributo alle emissioni di NOX da fonti antropogeniche, UK, 2001[15]. ......19
Figura 1.2: Concentrazioni medie annuali di NO2, SO2 e particolato nei diversi paesi del
mondo[15]........................................................................................................................20
Figura 1.3: Rappresentazione schematica di un bruciatore air staging (OFA). ...................27
Figura 1.4: Rappresentazione schematica di un bruciatore fuel staging. ............................28
Figura 1.5: Tecnologia di ricircolazione dei gas esausti (FGR)..........................................28
Figura 1.6: Confronto delle emissioni di ossidi di azoto per le diverse tipologie di bruciatori
[21]...................................................................................................................................29
Figura 1.7: Dispositivi convenzionali usati per la stabilizzazione della fiamma. Bluff-body
(A) e swirler (B) [22]........................................................................................................30
Figura 1.8: Limiti di infiammabilità per miscele metano-aria [23].....................................32
Figura 1.9: Stabilità del regime di combustione per miscele metano-aria, in funzione del
grado di ricircolo dei gas esausti e della temperatura operativa [1] ....................................32
Figura 1.10: Schematizzazione del processo di combustione flameless ideale [1]..............34
Figura 1.11: Bruciatore ad alta velocità con possibilità di operare nei regimi flame e
flameless [1]. ....................................................................................................................34
Figura 1.12: Profili di temperatura e livelli di rumore della fiamma, in funzione del tempo,
nel caso di regime flame, regime di instabilità e flameless oxidation (FLOX) [29]. ...........36
Figura 1.13: Visualizzazione dei campi di temperatura e concentrazione dei radicali OH in
una camera di combustione operante in regime di combustione flame e flameless [30]. ....37
Figura 1.14: Emissioni di ossidi di azoto [35]. Per ciascun combustibile è riportato in rosso
il contributo relativo alla corrente d’aria in ingresso, in verde la concentrazione rilevata
all’uscita dalla fornace. .....................................................................................................41
Figura 1.15: Schema dell’impianto pilota e sistema di piping (HR= ricircolo a caldo, CR=
ricircolo del carbone). .......................................................................................................42
Figura 1.16:Schema della fornace e bruciatore: (a) fornace, (b)visione laterale del sistema
di bruciatori, e (c) vista della sommità della fornace. ........................................................43
Figura 1.17: Configurazioni di un bruciatore MILD. Bruciatori installati sulla fornace:
configurazioni in (d), (e) ed (f)..........................................................................................43
Indice delle figure
Figura 1.18:Distribuzione dell’intensità della velocità e delle linee di flusso in assenza di
reazione, simulate numericamente, per le configurazioni (a) del bruciatore I, (b). .............44
Figura 1.19:Profilo di temperatura lungo l’asse della fornace per diverse condizioni di
combustione dell’olio leggero: il Case 1 corrisponde all’impiego del bruciatore I e
combustione tradizionale in aria, Case 2, Case 3 e Case 4 si riferiscono all’impiego del
bruciatore III e all’utilizzo come agente ossidante di aria, ossigeno puro e ossigeno diluito
con i gas esausti (oxy fuel), rispettivamente. .....................................................................45
Figura 1.20:Profili di temperatura all’interno della fornace per diverse condizioni di
combustione del carbone: in aria (curve nera, rossa e blu corrispondenti all’utilizzo dei
bruciatori III, II ed I rispettivamente) ed in ossigeno diluito con i gas esausti (oxy-fuel)
impiegando il bruciatori I (curva verde chiaro), il bruciatore II (curva azzurra) ed il
bruciatore III (curva verde scuro)......................................................................................46
Figura 1.21: Emissioni di NOx dell’olio leggero misurate in corrispondenza dell’asse della
fornace per combustione in aria utilizzando i bruciatori I e III ( curva blu e rossa
rispettivamente) ed in ossigeno puro e diluito impiegando il bruciatore III (curve nera e
verde chiaro).....................................................................................................................46
Figura 1.22: Emissioni di NOx del carbone misurate in corrispondenza dell’asse della
fornace per combustione in aria utilizzando i bruciatori I,II e III ( curva blu, rossa e nera
rispettivamente) ed in ossigeno diluito impiegando i bruciatore I, II e III (curve verde
chiaro, azzurra e verde scuro). ..........................................................................................47
Figura 1.23: (a) Diagramma schematico dell’impianto e (b) dimensioni dettagliate del
reattore. ............................................................................................................................48
Figura 1.24: Variazione della velocità assiale in direzione radiale a due differenti altezze (
30 e 110 mm) per le tre configurazione del combustore. ...................................................48
Figura 1.25: Stima dell’andamento del rapporto di diluizione dei reagenti lungo l’asse del
combustore al variare del diametro di uscita......................................................................49
Figura 1.26: Variazione della distribuzione di temperatura nella direzione assiale nelle
camere primaria e secondaria (a) alle sezione A-A e B-B (b) alla sezione B-B del
combustore D30 per differenti rapporti equivalenti di miscelazione. .................................50
Figura 1.27: Variazione delle emissioni a differenti rapporti equivalenti per combustori
D30, D45, D60. ................................................................................................................51
Figura 1.28: Dettagli dimensionali del bruciatore..............................................................52
Indice delle figure
Figura 1.29: Influenza della dimensione della bisellatura, RC, sul rapporto di diluizione per
le diverse intensità termiche: (a)5,37 MW/m3, (b) 10,2 MW/m3, (c)16,3 MW/m3,(d) 21,1
MW/m3.............................................................................................................................53
Figura 1.30:Distribuzione dei tempi di contatto per le diverse configurazioni....................53
Figura 1.31: Distribuzione di densità delle gocce di liquido per le diverse portate in
funzione della dimensione del diametro. ...........................................................................54
Figura 1.32: Variazione delle emissioni con il rapporto di equivalenza, Φ, per le diverse
potenze. ............................................................................................................................55
Figura 1.33:Variazione delle emissioni acustiche per le diverse intensità termiche. ...........56
Figura 1.34: Schema semplificato dell'apparato sperimentale............................................56
Figura 1.35:Schema del combustore, iniettore di tipo blurry (dettaglio A) e sezione di
iniezione (seziona A-A e dettaglio B). ..............................................................................57
Figura 1.36: Distribuzione di temperatura entro la camera di combustione in funzione della
coordinata assiale (x) e radiale (r) dell'eccesso di aria alimentata (λ) per potenza termica
pari a 2 kW. ......................................................................................................................58
Figura 1.37: Distribuzione di temperatura entro la camera di combustione in funzione della
coordinata assiale (x) e radiale (r) dell'eccesso di aria alimentata (λ) per potenza termica
pari a 4 kW. ......................................................................................................................59
Figura 1.38: Emissioni di inquinanti in funzione dell'eccesso di aria λ per P=2 kW (sinistra)
e P=4 kW (destra). ............................................................................................................60
Figura 1.39:Distribuzioni radiali di temperatura per i diversi combustibili nella prima (a) e
nella seconda (b) camera di combustione. .........................................................................62
Figura 1.40:Variazione delle emissioni di NOx con il grado di miscelazione del biodiesel e
la temperatura di preriscaldamento dell'aria. .....................................................................62
Figura 1.41: Propagazione di un’onda all’interfaccia gas-liquido e successiva disgregazione
della struttura liquida (break-up primario) [41]. ................................................................63
Figura 1.42: Sviluppo di onde sulla superficie di un getto liquido. ....................................64
Figura 1.43: Principali meccanismi di nebulizzazione secondaria osservati per gocce di
liquido in fase gassosa [42]...............................................................................................66
Figura 1.44: Diverse configurazioni di atomizzatori a pressione........................................68
Figura 1.45: Diverse configurazioni di atomizzatori pneumatici........................................69
Figura 1.46: Configurazione di un nebulizzatore rotativo. .................................................71
Figura 2.1: Rappresentazione schematica dell’impianto di laboratorio. .............................72
Indice delle figure
Figura 2.2: Rappresentazione del reattore mild di laboratorio. Disegno non in scala con
quote di progetto...............................................................................................................73
Figura 2.3: Velocità del getto e numero di Reynolds in funzione della portata. ..................75
Figura 2.4: Dettaglio dell’ugello del bruciatore, in avviamento, con relative quote di
progetto. ...........................................................................................................................76
Figura 2.5: Rappresentazione del setto forato con relative dimensioni. ..............................77
Figura 2.6: Visione d’insieme dell’impianto mild di laboratorio. Nella parte destra sono
riconoscibili il forno di preriscaldamento (1) e di mantenimento (2), gli ingressi di aria
primaria e azoto (3) e dell’aria secondaria (4), il capillare orizzontale di adduzio del
combustibile gassoso (5), il dispositivo per l’alimentazione del combustibile liquido (6), il
display di lettura delle temperature rilevate dalle termocoppie (7), i flussimetri di massa che
regolano le portate su tutte le linee dell’impianto (8), il controllore del forno di
preriscaldamento (9), le termocoppie e la sonda per il campionamento dei fumi (10), la
pompa peristaltica (11), i display dei flussimetri di massa (12) e il dispositivo di
raffreddamento del nebulizzatore (13)...............................................................................79
Figura 2.7: Dispositivo utilizzato per la nebulizzazione del combustibile liquido ..............81
Figura 2.8: Schema del dispositivo di nebulizzazione del combustibile liquido. Si notano il
flusso dell’acqua di raffreddamento (in azzurro), il flusso di azoto (in grigio) e il flusso di
combustibile liquido (in arancione). Sono inoltre riportate le dimensioni caratteristiche del
dispositivo. .......................................................................................................................82
Figura 2.9: Posizioni relative del sistema di nebulizzazione del combustibile liquido rispetto
all’ugello del bruciatore. ...................................................................................................82
Figura 2.10: Ricircolo aerodinamico interno stimato, per diversi valori della velocità del
getto, in funzione della distanza dall’ugello. .....................................................................83
Figura 2.11: Struttura di una tipica mappa di funzionamento. Si distinguono 4 regioni
principali: zona di combustione tradizionale; zona mista (A); zona di funzionamento mild
clean (B) e zona di non combustione (spegnimento). ........................................................84
Figura 2.12: Percorso di raggiungimento delle condizioni mild clean con il combustibile
gassoso. Fase A: accensione della fiamma; Fase B: preriscaldamento della camera con
combustione tradizionale; Fase C: aumento della velocità dei reagenti; Fase D: ingresso in
modalità mild clean. .........................................................................................................85
Figura 2.13: Evoluzione del ricircolo dei gas combusti in camera di reazione. Al variare
delle portate il sistema evolve dal caso 1 a ricircolo nullo al caso 3 ad elevato ricircolo. “F”
Indice delle figure
indica il combustibile mentre “A1” e “A2” sono rispettivamente i flussi di aria primaria e
secondaria.........................................................................................................................87
Figura 2.14: Immagini della zona sovrastante l’ugello del bruciatore rappresentative del
graduale passaggio dal regime di combustione tradizionale per il metano a una combustione
mild, caratterizzato da una fiamma diffusiva ben visibile (a sinistra), al regime di
combustione mild caratterizzato dall’assenza di un fronte di fiamma visibile (a destra). [4].
.........................................................................................................................................88
Figura 2.15: Possibili configurazioni di immissione del combustibile................................88
Figura 2.16: Posizionamento delle termocoppie rispetto alla camera di combustione. Il
disegno non è in scala e non rispetta il posizionamento reciproco delle termocoppie. ........90
Figura 2.17: Percorsi seguiti durante le prove per l’identificazione dei limiti di
funzionamento del regime mild clean: spegnimento semplice (in blu), controdiluizione (in
rosso), e incremento della temperatura di prova (in verde). ...............................................92
Figura 2.18: Posizionamento di una termocoppia e della sonda di campionamento con
appoggio in due punti. È stata riportata una sola termocoppia per maggiore chiarezza nella
rappresentazione. ..............................................................................................................94
Figura 3.1: NOx in funzione della percentuale di alcuni combustibili liquidi alimentati. ...97
Figura 3.2: Andamento delle temperature medie in camera in funzione della percentuale di
alcuni combustibili liquidi alimentati. ...............................................................................97
Figura 3.3: Profili di temperatura media per kerosene a potenza termica 0,3 kW al variare
del Kv. ............................................................................................................................100
Figura 3.4: Profili di temperatura per kerosene a potenza termica 0,4 kW al variare del Kv.
.......................................................................................................................................100
Figura 3.5: Profili di temperatura per kerosene a potenza termica 0,5 kW al variare del Kv.
.......................................................................................................................................101
Figura 3.6: Confronto dei profili di temperatura per kerosene a Kv 4,5 al variare della
potenza termica...............................................................................................................102
Figura 3.7: Confronto dei profili di temperatura per kerosene a Kv 7 al variare della potenza
termica............................................................................................................................103
Figura 3.8: Emissioni di NOx per kerosene in funzione del grado di ricircolo per potenza
termica 0,4 kW. ..............................................................................................................104
Figura 3.9: Profilo di emissioni di kerosene in funzione del grado di ricircolo per diversi
valori della potenza termica. ...........................................................................................105
Indice delle figure
Figura 3.10: Profili di temperatura media per 1-butanolo a potenza termica 0,3 kW al
variare del Kv. ................................................................................................................106
Figura 3.11: Profili di temperatura media per 1-butanolo a potenza termica 0,4 kW al
variare del Kv. ................................................................................................................106
Figura 3.12: Profili di temperatura media per 1-butanolo a potenza termica 0,5 kW al
variare del Kv. ................................................................................................................107
Figura 3.13: Profili di temperatura media per 1-butanolo a potenza termica 0,55 kW al
variare del Kv. ................................................................................................................107
Figura 3.14: Confronto dei profili di temperatura per 1-butanolo a Kv 7 al variare della
potenza termica...............................................................................................................108
Figura 3.15: Confronto dei profili di temperatura per 1-butanolo a Kv 4,5 al variare della
potenza termica...............................................................................................................108
Figura 3.16: Profilo di emissioni di 1-butanolo in funzione del grado di ricircolo per diversi
valori della potenza termica. ...........................................................................................110
Figura 3.17: Confronto dei profili di temperatura per kerosene, 1-butanolo, isobutanolo e 1pentanolo a Kv 7 ad uguale potenza termica (0,4 kW).....................................................111
Figura 3.18: Confronto dei profili di temperatura per kerosene, 1-butanolo, isobutanolo e 1pentanolo a Kv 4,5 ad uguale potenza termica (0,4 kW)..................................................112
Figura 3.19: Emissioni di NOx per kerosene, 1-butanolo, isobutanolo e 1-pentanolo in
funzione del grado di ricircolo a pari potenza termica (0,4 kW) ......................................113
Figura 3.20: Profili di temperatura media per 1-butanolo-kerosene 50:50 a potenza termica
0,4 kW al variare del Kv. ................................................................................................114
Figura 3.21: Profili di temperatura media per 1-butanolo-kerosene 50:50 a potenza termica
0,4 kW al variare del Kv. ................................................................................................114
Figura 3.22: Confronto dei profili di temperatura per 1-butanolo-kerosene 50:50 a Kv 7 al
variare della potenza termica...........................................................................................115
Figura 3.23: Confronto dei profili di temperatura per 1-butanolo-kerosene 50:50 a Kv 4,5 al
variare della potenza termica...........................................................................................115
Figura 3.24: Confronto dei profili di temperatura per kerosene e 1-butanolo puri e in
miscela a Kv 7 ad uguale potenza termica (0,4 kW). .......................................................116
Figura 3.25: Confronto dei profili di temperatura per kerosene e 1-butanolo puri e in
miscela a Kv 4,5 ad uguale potenza termica (0,4 kW). ....................................................117
Indice delle figure
Figura 3.26:Emissioni di NOx per kerosene e 1-butanolo puri e in miscela in funzione del
grado di ricircolo a pari potenza termica (0,4 kW). .........................................................118
Figura 3.27: Confronto dei profili di temperatura per kerosene puro e in miscela con 2butanolo a Kv=7 a potenza termica Q=0,4 kW. ...............................................................119
Figura 3.28: Confronto dei profili di temperatura per kerosene puro e in miscela con 2butanolo a Kv=4,5 a potenza termica Q=0,4 kW. ............................................................119
Figura 3.29: Emissioni di NOx per kerosene puro e in miscela con 2-butanolo in funzione
del grado di ricircolo a pari potenza termica (0,4 kW).....................................................120
Figura 3.30: Confronto dei profili di temperatura per kerosene e isobutanolo puri e in
miscela a Kv=7 a potenza termica Q=0,4 kW. .................................................................120
Figura 3.31: Confronto dei profili di temperatura per kerosene e isobutanolo puri e in
miscela a Kv=4,5 a potenza termica Q=0,4 kW. ..............................................................121
Figura 3.32: Emissioni di NOxper kerosene e isobutanolo puri e in miscela in funzione del
grado di ricircolo a potenza termica Q=0,4 kW. ..............................................................122
Figura 3.33: Confronto dei profili di temperatura per kerosene puro e in miscela con 2propanolo a Kv=7 a potenza termica Q=0,4 kW. .............................................................123
Figura 3.34: Confronto dei profili di temperatura per kerosene puro e in miscela con 2propanolo a Kv=4,5 a potenza termica Q=0,4 kW. ..........................................................123
Figura 3.35: Emissioni di NOx per kerosene puro e in miscela con 2-propanolo in funzione
del grado di ricircolo a potenza termica Q=0,4 kW. ........................................................124
Figura 3.36: Emissioni di NOx per kerosene puro e in miscela con 2-ottanolo in funzione
del grado di ricircolo a potenza termica Q=0,4 kW .........................................................124
Figura 3.37: Confronto dei profili di temperatura per kerosene puro e in miscela 50:50 con
vari alcoli a Kv=7 e potenza termica Q=0,4 kW. .............................................................125
Figura 3.38: Confronto dei profili di temperatura per kerosene puro e in miscela 50:50 con
vari alcoli a Kv=4,5 e potenza termica Q=0,4 kW. ..........................................................126
Figura 3.39:Emissioni di NOxper kerosene puro e in miscela 50:50 con vari alcoli in
funzione del grado di ricircolo a potenza termica Q=0,4 kW. ..........................................127
Figura 3.40: Confronto dei profili di temperatura per kerosene puro e in miscela 80:20 con
vari alcoli a Kv=7 e potenza termica Q=0,4 kW. .............................................................128
Figura 3.41: Confronto dei profili di temperatura per kerosene puro e in miscela 80:20 con
vari alcoli a Kv=4,5 e potenza termica Q=0,4 kW. ..........................................................128
Indice delle figure
Figura 3.42:Emissioni di NOx per kerosene puro e in miscela 80:20 con vari alcoli in
funzione del grado di ricircolo a potenza termica Q=0,4 kW. ..........................................129
Figura 3.43: Confronto dei profili di temperatura per kerosene puro e in miscela a diverse
percentuali con alcuni furani a Kv=7 e potenza termica Q=0,4 kW. ................................130
Figura 3.44: Confronto dei profili di temperatura per kerosene puro e in miscela a diverse
percentuali con alcuni furani a Kv=4,5 e potenza termica Q=0,4 kW ..............................130
Figura 3.45:Emissioni di NOx per kerosene puro e in miscela a diverse percentuali con
alcuni furani in funzione del grado di ricircolo a potenza termica Q=0,4 kW. ..................131
Figura 3.46: Mappa di funzionamento per il kerosene puro. Sono rappresentati con simboli
vuoti i punti che rispettano i limiti imposti per il regime di funzionamento mild clean, del
quale le linee tratteggiate ne identificano i limiti inferiore e superiore di temperatura, in
nero e in blu, rispettivamente, i punti che non rispettano le condizioni imposte sulle
concentrazioni delle specie CO ed NOx. ..........................................................................133
Figura 3.47: Emissioni di NOx e CO in funzione della temperatura media misurata in
camera di combustione per il kerosene a Kv fissato pari a 5,5. ........................................134
Figura 3.48: Mappa di funzionamento per 1-butanolo puro. Sono rappresentati con simboli
vuoti i punti che rispettano i limiti imposti per il regime di funzionamento mild clean, del
quale le linee tratteggiate ne identificano i limiti inferiore e superiore di temperatura, in
nero e in blu, rispettivamente, i punti che non rispettano le condizioni imposte sulle
concentrazioni delle specie CO ed NOx. ..........................................................................135
Figura 3.49: Profili di emissioni di NOx e CO in funzione della temperatura media misurata
in camera di combustione per 1-butanolo puro a Kv fissato pari a 5,5. ............................135
Figura 3.50: Mappa di funzionamento per isobutanolo puro. Sono rappresentati con simboli
vuoti i punti che rispettano i limiti imposti per il regime di funzionamento mild clean, del
quale le linee tratteggiate ne identificano i limiti inferiore e superiore di temperatura, in
nero e in blu, rispettivamente, i punti che non rispettano le condizioni imposte sulle
concentrazioni delle specie CO ed NOx. ..........................................................................136
Figura 3.51: Profili di emissioni di NOx e CO in funzione della temperatura media misurata
in camera di combustione per isobutanolo puro a Kv fissato pari a 5...............................136
Figura 3.52: Mappe di funzionamento per kerosene, 1-butanolo e isobutanolo puri.........137
Figura 3.53: Mappe di funzionamento per kerosene, 1-butanolo e miscele 1butanolo/kerosene misceltai in diverse quantità...............................................................138
Indice delle figure
Figura 3.54: Mappe di funzionamento per kerosene e 2-butanolo/kerosene miscelati in
diverse quantità...............................................................................................................138
Figura
3.55:
Mappe
di
funzionamento
per
kerosene,
isobutanolo
puro
e
isobutanolo/kerosene miscelati in diverse quantità. .........................................................139
Figura 3.56: Mappe di funzionamento per kerosene e 2-propanolo/kerosene miscelati in
diverse quantità...............................................................................................................139
Figura 3.57: Mappe di funzionamento per kerosene e miscela 2-ottanolo/kerosene 50:50
%vol. ..............................................................................................................................140
Figura 3.58: Mappe di funzionamento per kerosene e miscele furani/kerosene 50:50 %vol.
.......................................................................................................................................142
Indice delle tabelle
Indice delle tabelle
Tabella 1.1 Condizioni operative e risultati sperimentali per i diversi combustibili adottati.
Fornace operante con un eccesso totale di ossigeno pari al 10% rispetto allo stechiometrico
[35].
40
Tabella 1.2: Composizione dell’olio leggero impiegato.
44
Tabella 1.3: Composizione del carbone utilizzato.
44
Tabella 1.4: Dettagli dimensionali della camera di combustione. Q th (kW), Qm (MW/m3). 52
Tabella 1.5: Caratteristiche dello spray.
57
Tabella 1.6: Valori massimi e minimi delle emissioni di inquinanti.
60
Tabella 1.7: Caratteristiche dei combustibili utilizzati.
61
Tabella 2.1: Tecniche di misurazione e intervalli di rilevabilità dell’analizzatore di gas
utilizzato.
80
Tabella 2.2: Proprietà dei liquidi utilizzati.
89
Tabella 3.1:Emissioni e temperature medie in camera per i diversi combustibili puri e
miscelati con alcoli al primo punto di funzionamento con solo liquido.
99
Tabella 3.2: Valori di temperatura media del kerosene in funzione della potenza Q e del Kv.
103
Tabella 3.3: Valori di temperatura media dell’1 -butanolo in funzione della potenza Q e del
Kv.
109
Tabella 3.4: Valori di temperatura media per diversi composti a una fissata potenza Q=0,4
kW.
112
Tabella 3.5: Temperature medie di una miscela 1 -butanolo-kerosene 50:50 in funzione della
potenza Q e del Kv.
116
Tabella 3.6: Valori di temperatura media per diversi composti a una fissata potenza Q=0,4
kW.
117
Tabella 3.7: Valori di temperatura media per diversi composti a una fissata potenza Q=0,4
kW
120
Tabella 3.8: Valori di temperatura media per diversi com posti a una fissata potenza Q=0,4
kW.
121
Tabella 3.9: Valori di temperatura media per diversi composti a una fissata potenza Q=0,4
kW.
123
Indice delle tabelle
Tabella 3.10: Valori di temperatura media per diversi composti a una fissata potenza Q=0,4
kW.
124
Tabella 3.11: Temperature medie per diversi composti a una fissata potenza Q=0,4 kW. 126
Tabella 3.12: Temperature medie per diversi composti a una fissata potenza Q=0,4 kW. 129
Tabella 3.13: Valori di temperatura media per diversi composti a una fissata potenza Q=0,4
kW.
131
Tabella 3.14: Valori di temperatura corrispondenti al limite superiore per le diverse miscele
alcool/kerosene.
141
Tabella 3.15: Valori di temperatura corrispondenti al limite inferiore per le diverse miscele
alcool/kerosene.
141
Sommario
COMBUSTIONE MILD DI MISCELE LIQUIDE
CONTENENTI COMPOSTI OSSIGENATI
Claudio Durzini, Erika Rossetti
Politecnico di Milano
Dipartimento di Chimica, Materiali e Ingegneria Chimica “Giulio Natta”
Lo scopo di questo lavoro di tesi è stato quello di svolgere un’indagine sperimentale per valutare
l’effetto di composti ossigenati, alcoli e furani, sulla sostenibilità della combustione mild di idrocarburi
liquidi impiegando un bruciatore in scala di laboratorio.
Le prove condotte sono state volte a ricercare gli effetti della diversa percentuale di alcoli e furani in
miscela con kerosene sui profili di temperatura e sulle emissioni di inquinanti.
L’obiettivo che ci si è posto è verificare che le proprietà del combustibile, quali composizione, peso
molecolare medio, rapporto idrogeno su carbonio e presenza di ossigeno nella molecola di combustibile
non influiscano in maniera significativa sul campo di temperatura che si instaura all’interno della camera
di combustione, nonché sulle emissioni di gas nocivi quali monossido di carbonio e ossidi di azoto.
I risultati mostrano l’applicabilità della combustione mild anche per miscele contenenti idrocarburi
ossigenati di varia natura, con differenti peculiarità e limiti di funzionamento a seconda del tipo di
miscela considerata.
1. Introduzione
prompt, fuel NOx e i metodi che procedono
attraverso la formazione di N2O [2]-[3] o
di radicali NNH [4]. Nei processi di
combustione tradizionale si utilizzano due
differenti strategie per l’abbattimento degli
ossidi di azoto: i metodi primari dove si
interviene sul processo di combustione
cercando di prevenire la formazione di
NOx, e metodi secondari che sono mirati
alla loro eliminazione una volta formatisi.
Studi recenti [5] hanno evidenziato che le
tecniche basate sul ricircolo di gas esausti
sono
maggiormente
efficaci
nella
riduzione della produzione di NOx con
conseguente
abbassamento
delle
concentrazioni di questi inquinanti nei
fumi.
La tecnologia mild è basata sul ricircolo
interno di gas esausti nella zona di
Negli ultimi anni la ricerca nel settore
energetico è volta allo sviluppo di
tecnologie in grado di aumentare
l’efficienza di combustione e ridurre
l’emissione di sostanze inquinanti.
Attualmente,
a
livello
industriale,
l’incremento di prestazioni è ottenuto
preriscaldando
l’aria
comburente
attraverso un meccanismo di recupero
termico dai gas combusti [1]. Tuttavia, ciò
determina
un
innalzamento
delle
temperature massime in camera di
combustione con conseguenze non
trascurabili sulle emissioni inquinanti del
processo, in particolare sulla formazione
di ossidi di azoto (NOx) attraverso un
meccanismo di formazione di tipo termico:
thermal NOx [2]. Altre possibili vie di
formazione degli NOx sono i meccanismi
I
Sommario
combustione che, associato ad un elevato
preriscaldamento della fornace, permette
di modificare profondamente la struttura
tipica della fiamma determinando il
raggiungimento di uno stato di reattività
diffusa ed estesa all’intero volume della
camera di combustione.
Questo comporta una notevole diluizione
dei reagenti in camera, quindi la
concentrazione di ossigeno nella zona di
reazione risulta molto più bassa rispetto al
valore atmosferico.
L’innalzamento di temperatura del fluido
dovuto alle reazioni di ossidazione è di
conseguenza limitato a poche centinaia di
gradi Kelvin. La diminuzione dei picchi di
temperatura nel sistema permette di ridurre
drasticamente le emissioni di ossidi di
azoto, anche con temperature di
preriscaldamento dell’aria superiori a 800900°C
[6].
Questa
modalità
di
combustione è generalmente indicata
come combustione senza fiamma, mild
combustion [7][8] o flameless [6], ed è
caratterizzata dalla sostanziale assenza di
un fronte di fiamma definito. Diversi studi
sono stati effettuati riguardo l’applicabilità
di tale tecnologia a combustibili gassosi,
metano, etano [9], nonché a miscele di
idrocarburi gassosi e idrogeno [10].
Nell’impiantistica
industriale
la
combustione mild ha trovato applicazioni
in vari settori quali la petrolchimica,
l’industria degli acciai e del vetro.
Per quanto riguarda invece la combustione
mild di idrocarburi liquidi [11 ]14] e solidi
[13], la ricerca è ancora a livello
sperimentale. Nonostante ciò, per quel che
concerne i combustibili liquidi puri,
qualche dato è già stato ottenuto [16].
Di particolare interesse risulta quindi
essere lo studio sulla sostenibilità della
combustione
mild
utilizzando
in
alimentazione dei combustibili di reale
interesse pratico come tagli idrocarburici
di derivazione petrolifera. Si è pertanto
utilizzato
come
combustibile
di
riferimento il kerosene.
Sta inoltre crescendo l’interesse verso
l’impiego di biocarburanti nei processi di
combustione mild [15].
Lo scopo di questo lavoro di tesi è stato
quello di analizzare l’effetto di alcoli e
furani, in miscela con kerosene, sulla
sostenibilità di un processo a basso tenore
di inquinanti, stabile, flessibile nelle
condizioni operative e con ridotti gradienti
di temperatura all’interno della camera di
combustione.
2. Materiali e metodi
Le prove sperimentali sono state condotte
impiegando un bruciatore mild in scala di
laboratorio progettato ed installato presso
il dipartimento CMIC del Politecnico di
Milano [9]. L’attuale configurazione
dell’impianto è riportata in Figura 1.
Figura 1: Schema dell'impianto di laboratorio.
Nello schema generale dell’impianto si
notano il reattore mild (A), i forni elettrici
della sezione di preriscaldamento (B) e di
mantenimento (C), e l’apparato per
l’analisi in continuo dei fumi di
combustione (D), costituito da un
condensatore
per
la
separazione
dell’acqua e da un analizzatore portatile di
gas che rileva le concentrazioni di NOx,
CO, CO2, SO2 e O2 in uscita dal
bruciatore. Altri elementi importanti
presenti
nell’impianto
sono:
un
nebulizzatore per alimentare combustibile
liquido all’interno del reattore, una pompa
peristaltica che consente di regolare la
portata di liquido immessa e un bagno
termostatico
che
consente
il
II
Sommario
raffreddamento
del
sistema
di
alimentazione del combustibile.
Il bruciatore di laboratorio, illustrato in
Figura 2 unitamente alle dimensioni di
progetto, è di tipo tubolare in quarzo,
materiale che presenta scarsa attività
catalitica nei confronti delle reazioni di
combustione.
combusti o ossigeno puro qualora servisse
aria arricchita. Il riscaldamento della
miscela
aria-azoto,
industrialmente
realizzato recuperando calore dai fumi
caldi di combustione, è riprodotto nella
sezione di preriscaldamento grazie ad un
forno elettrico tubolare, in grado di
scaldare la corrente fino a temperature
nominali di 1500°C. Al fine di migliorare
l’efficienza di riscaldamento, questa zona
è riempita con pellets di quarzo lunghi
circa 10-15 mm e con diametro di circa 510 mm. I gas che passano attraverso
questa prima parte del reattore sono
interessati da forte preriscaldamento e si
immettono nella zona reattiva attraverso
l’ugello e sono definiti rispettivamente
aria ed azoto primari. Il combustibile
gassoso usato per l’accensione si miscela
parallelamente ai gas primari a valle della
sezione di preriscaldamento all’interno
dell’ugello.
L’elevata velocità del getto uscente
dall’ugello in quarzo non permette di
avviare il bruciatore direttamente,
nemmeno in modalità di combustione
tradizionale, in quanto la fiamma non
riuscirebbe ad ancorarsi in modo stabile
allo sbocco del capillare. Per ovviare a
questo inconveniente, all’interno della
camera di reazione viene introdotta,
attraverso un tubo di quarzo interno alla
sezione di preriscaldamento, una corrente
definita aria secondaria il cui scopo è di
consentire, inizialmente, lo sviluppo di
una fiamma stabile di tipo diffusivo
necessaria a riscaldare la camera di
combustione fino ad una temperatura
sufficientemente
elevata,
tale
da
permettere la reazione di combustione
anche in assenza di un innesco. Ci si serve
di questa corrente, che subisce un
innalzamento termico trascurabile rispetto
alla primaria a causa del ridotto tempo di
residenza
nella
sezione
di
preriscaldamento, durante il graduale
passaggio alla modalità mild in fase di
avviamento e quando occorre simulare
una condizione con un basso ricircolo dei
Figura 2: Reattore mild. Disegno non in scala
con quote di progetto.
Il reattore è suddiviso in una zona
inferiore di preriscaldamento dell’aria di
combustione e in una zona superiore che
costituisce la camera di reazione.
Sul fondo di questa è collocato l’ugello
del bruciatore, costituito da un tubo
capillare in quarzo (ID=3mm) su cui è
innestato perpendicolarmente il condotto
di adduzione del combustibile gassoso
(ID=1mm).
All’interno dell’ugello l’ossidazione non
ha inizio a causa del diametro ridotto del
condotto e del conseguente esiguo tempo
di residenza. La miscelazione avviene
principalmente nella camera di reazione
all’interno del getto che si origina
dall’ugello stesso; il getto ad alta velocità
determina, per effetto aerodinamico, il
richiamo di una parte dei gas combusti che
va così a diluire i reagenti in ingresso e, in
particolare, l'aria di combustione.
Attraverso l’ugello è inoltre possibile
alimentare un inerte quale l’azoto, per
simulare un ricircolo esterno dei gas
III
Sommario
gas combusti all’interno della zona di
reazione. Durante la transizione dalla
modalità di combustione tradizionale a
quella senza fiamma, il flusso di aria
secondaria viene gradualmente ridotto, ma
la quantità d’aria totale è mantenuta
costante attraverso il simultaneo aumento
del flusso di aria primaria. La fiamma
diffusiva viene innescata attraverso un
dispositivo a resistenza elettrica introdotto
in camera di combustione attraverso un
apposito condotto. Tale ingresso, visibile
in Figura 3, è lo stesso che verrà poi
utilizzato per l’inserimento del sistema di
alimentazione del combustibile liquido.
⎛ Mi ⎞
M a2
⎜⎜
⎟ * (1 + R )
M a1 ⎟⎠
M a1
⎝
KV =
+
M a2 ⎛
M ⎞ ⎛ M
1+
⎜⎜1 + f ⎟⎟ * ⎜⎜1 + a 2
M a1 ⎝ M a1 ⎠ ⎝
M a1
R−
⎞
⎟⎟
⎠
dove Ma1 e Ma2 sono rispettivamente la
portata di aria primaria e secondaria, Mf è
la portata di combustibile, Mi la portata di
inerte (azoto) alimentata ed R il massimo
fattore di ricircolo dei gas imposto dal
getto, assunto pari a 5 [9][10].
L’aumento del grado di ricircolo si ottiene
attraverso il progressivo aumento della
portata di combustibile e aria al capillare
e, contemporaneamente, riducendo la
portata di aria secondaria.
Solo una volta raggiunte le condizioni di
funzionamento mild stabili a un valore di
KV di circa 7, si effettua un graduale
passaggio dalla condizione in cui viene
alimentato solo il combustibile gassoso a
quella in cui si utilizza esclusivamente il
combustibile liquido.
Il
passaggio
dalla
modalità
di
combustione classica a quella mild non
può essere ottenuto a meno che ogni punto
della camera non abbia raggiunto una
temperatura
tale
da
garantire
l’autoignizione del combustibile: per
questo motivo è necessario limitare le
perdite di calore del reattore, sia dalle sue
pareti, sia nel tratto capillare che collega
la zona di preriscaldamento a quella di
reazione. Questo obiettivo è realizzato
grazie ad un secondo forno, chiamato
forno
di
mantenimento,
la
cui
collocazione è visibile in Figura 4 (punto
2), dove è visibile l’attuale dell’impianto
di combustione mild.
Poiché la funzione di tale forno è quella di
limitare le perdite di calore, la sua
temperatura operativa è sempre mantenuta
ad un livello inferiore rispetto a quella
misurata in camera di combustione.
Il mantello di refrattario attorno al
bruciatore presenta, nella parte inferiore,
un’apertura che accoglie il capillare di
adduzione del combustibile gassoso e il
tubo di inserimento del nebulizzatore. Si è
Figura 3: Posizione relativa del sistema di
nebulizzatore del combustibile liquido rispetto
all’ugello del bruciatore.
L’esigenza dell’utilizzo di combustibili
liquidi ha comportato, come visto, la
necessità di progettare un sistema di
alimentazione indipendente per il liquido
che tuttavia non consente di avviare il
bruciatore direttamente con esso.
L’iter sperimentale prevede pertanto una
fase di accensione del reattore in modalità
di combustione tradizionale mediante
l’ausilio di metano e, una volta raggiunta
una temperatura media in camera
superiore
alla
temperatura
di
autoignizione del combustibile, si procede
alla transizione al regime mild attraverso
l’aumento del grado di ricircolo KV,
definito come segue:
IV
Sommario
reso necessario utilizzare un nebulizzatore
per l’iniezione del combustibile liquido
per eliminare problemi di pirolisi che si
avrebbero
inserendo
il
liquido
direttamente nel capillare del bruciatore, a
causa delle elevate temperature raggiunte
al suo interno.
plain-jet
airblast
che
inietta
il
combustibile liquido in camera sotto
forma di spray.
Il corpo del nebulizzatore è incamiciato da
altri due tubi concentrici del diametro di
1/4” e 3/8” rispettivamente. Entro
l’intercapedine così ricavata è fatta fluire
una portata d’acqua a 60°C al fine di
mantenere
nel
nebulizzatore
una
temperatura inferiore alla temperatura di
pirolisi dell’idrocarburo liquido, ma al
contempo, una temperatura adeguata a
mantenere una viscosità del liquido che
permetta
una
nebulizzazione
sufficientemente fine ed uniforme.
In Figura 5 è riportato lo schema
costruttivo del nebulizzatore: oltre alle
dimensioni sono indicate le direzioni dei
flussi di acqua refrigerante, azoto e
combustibile liquido.
Figura 5: visione d’insieme dell’impianto mild
di laboratorio. Nella parte destra sono
riconoscibili il forno di preriscaldamento (1) e
di mantenimento (2), gli ingressi di aria
primaria e azoto (3) e dell’aria secondaria (4),
il capillare orizzontale di adduzione del
combustibile (5) e il canale di introduzione del
dispositivo a resistenza elettrica e del
nebulizzatore del combustibile liquido (6).
Nella parte sinistra si notano il display di
lettura delle temperature rilevate dalle
termocoppie (7), i flussimetri di massa che
regolano le portate su tutte le linee
dell’impianto (8) ed il controllore del forno di
preriscaldamento (9), le termocoppie e la sonda
per il campionamento dei fumi (10), la pompa
peristaltica (11), i display dei flussometri di
massa (12) e il dispositivo di raffreddamento
del nebulizzatore (13).
Figura 5: schema del dispositivo di
nebulizzazione del combustibile liquido e
relative dimensioni esterne delle condotte. Si
notano il flusso dell’acqua di raffreddamento
(in azzurro), il flusso di azoto (in grigio) e il
flusso di combustibile liquido (in arancione).
Il dispositivo di alimentazione del
combustibile liquido è sistemato nel
condotto che, ad inizio prova, viene
utilizzato per l’inserimento dell’ignitore
(Figura 3). In tale posizione si colloca in
prossimità della parete della camera di
reazione e ad una distanza di circa 60 mm
dalla sommità dell’ugello, molto vicino
alla
zona
di
massimo
ricircolo
aerodinamico interno dei fumi.
I gas prodotti dalla combustione vengono
prelevati in camera di combustione, da
una sonda in quarzo posta a 5 cm dalla
È stato quindi progettato e realizzato [17]
un sistema di alimentazione, operante
esternamente all’impianto, costituito da un
nebulizzatore assimilabile a quelli di tipo
V
Sommario
testa del reattore, e sono convogliati ad un
analizzatore di gas portatile (HORIBA
PG-250) in grado di misurare in continuo
le concentrazioni di ossigeno, ossidi di
azoto, monossido di carbonio, anidride
carbonica e ossidi di zolfo (SO2). A monte
di questo dispositivo si trova un
condensatore a ricadere per rimuovere
l’acqua dai fumi di combustione poiché
quest’ultima disturba i sensori di
misurazione.
Sulla testa del reattore sono inoltre
collocate tre termocoppie: due di tipo N
(Ni-14,2% Cr-1,4% Si / Ni-4,4% Si-0,1%
Mg) e una di tipo B (Pt-30% Rh / Pt-6%
Rh), resistenti rispettivamente fino a 1300
e 1600°C, per la rilevazione della
temperatura all’interno della camera di
combustione.
La
misurazione delle temperature
all’interno del reattore, a varie altezze, è
fondamentale per evidenziare i profili
termici tipici che differenziano la
combustione mild da quella tradizionale.
Si è fatto uso di questi rilevatori secondo
due modalità: la prima consiste nel
muovere le termocoppie fino alla massima
profondità raggiungibile a un determinato
Kv, in modo da poter ottenere dei profili
di temperatura all’interno del bruciatore al
fine di valutare, anche se indirettamente,
come varia la reattività del combustibile in
funzione della composizione; la seconda
modalità
di
prova
consiste
nel
mantenimento delle termocoppie in
posizioni prefissate (18, 5 e 18 cm)
variando il Kv in modo da poter stimare la
temperatura media in camera; questa
configurazione si è resa utile nelle prove
per definire i limiti di stabilità del regime
mild clean di diversi combustibili liquidi.
Per mappa di funzionamento, o zona di
funzionamento mild clean, si intende la
zona B del diagramma presentato in
Figura 6, definita dalle coppie di valori
temperatura media in camera−grado di
ricircolo (KV), per le quali sono rispettate,
oltre alla presenza di un ridotto gradiente
termico nel reattore, le seguenti condizioni
di concentrazione imposte sui fumi
disidratati e con un contenuto di ossigeno
pari al 3% vol in uscita dal bruciatore:
• NOx < 30 ppm;
• CO < 50 ppm;
• Resa CO2 > 50%
Il limite inferiore di tale regione è
determinato
attraverso
prove
di
spegnimento per raffreddamento durante
le quali, a grado di ricircolo costante, si
abbassano
progressivamente
la
temperatura di preriscaldamento dell’aria
e la temperatura del forno di
mantenimento,
sino
ad
avere
concentrazioni di CO nei fumi in uscita
maggiori di 50 ppm.
Figura 6: struttura di una tipica mappa di
funzionamento. Si distinguono 4 regioni
principali: zona di combustione tradizionale;
zona mista (A); zona di funzionamento mild
clean (B) e zona di non combustione
(spegnimento).
Le prove che consentono di definire
l’uscita dalla regione di funzionamento
mild clean per il non rispetto della
condizione imposta sulla specie NO sono
di due tipi: la prima prevede la progressiva
riduzione del grado di ricircolo a
temperatura media circa costante,
corrispondente ad una sempre minore
diluizione del sistema e quindi formazione
di forti gradienti termici che favoriscono
la formazione di ossidi di azoto termici,
mentre nella seconda si innalzano le
temperature medie in camera a Kv
VI
Sommario
Figura 7: NOx in camera in funzione della
percentuale di combustibile liquido alimentato
durante la transizione da gas a liquido.
costante, attraverso l’incremento della
potenza termica immessa in alimentazione
e l’incremento del preriscaldamento
dell’aria, con conseguente crescita della
formazione di thermal-NOx.
3. Risultati e discussione
Nel presente lavoro di tesi è stata
analizzata l’influenza di vari alcoli e
furani, in miscela con kerosene in diverse
proporzioni, sulla sostenibilità della
combustione mild di liquidi. I composti
utilizzati sono elencati in Tabella 1.
Combustibile
Kerosene
1-Butanolo
2-Butanolo
Isobutanolo
1- Pentanolo
2-Propanolo
2-Ottanolo
2-Metilfurano
2,5Dimetilfurano
Densità
PM
Rapp.
PCI
Rapp.
[g/ml]
[g/mol]
H/C
[kJ/mol]
O/C
0,743
0,81
0,81
0,802
0,811
0,785
0,819
0,91
162
74
74
74
88
60
74
82
2,175
2,5
2,5
2,5
2,4
2,67
2,25
1,2
7151
2454
2454
2454
3118
1889
2454
2503
0,903
96
1,33
3118
0
0,25
0,25
0,25
0,2
0,33
0,125
0,2
0,167
Tabella 1: Proprietà dei liquidi utilizzati.
Da precedenti lavori di tesi [18-20] è noto
che il passaggio da combustibile gassoso
a combustibile liquido permette di
mantenere le condizioni di combustione
mild all’interno del reattore. Questo è
stato confermato dai risultati riportati in
Figura 7 e 8 in cui si può vedere che non
ci sono sostanziali variazioni di
temperatura e che le emissioni di NO
rispettano i limiti durante la transizione da
metano a un idrocarburo liquido
(kerosene), un alcool (Butanolo) o una
miscela tra alcoli e idrocarburi.
VII
Figura 8: Temperature medie in camera in
funzione della percentuale di combustibile
liquido alimentato durante la transizione da
gas a liquido.
Tutti i combustibili e le miscele usate non
presentano durante la transizione a
combustibile liquido emissioni di NOx e
CO superiori a 30 e 50 ppm
rispettivamente.
In Tabella 2 sono riportate le emissioni e
le temperature di combustione per diverse
miscele al primo punto di funzionamento
del reattore con solo liquido, alla fine
della transizione, ossia a Kv=7 e Q=0,3
kW.
Combustibile
CO
[ppm]
NOx
[ppm]
T
[°C]
Kerosene
<1
5,49
915
1-Butanolo
<1
7,32
925
Isobutanolo
<1
5,26
916
Pentanolo
<1
6,36
910
Kerosene/2-Propanolo
50/50
<1
5,70
921
Kerosene/2-Propanolo
20/80
<1
5,78
927
Kerosene/1-Butanolo
50/50
<1
7,12
918
Kerosene/1-Butanolo
20/80
<1
7,33
914
Kerosene/2-Butanolo
50/50
<1
5,95
925
Kerosene/2-Butanolo
20/80
<1
7,51
935
Sommario
Kerosene/Isobutanolo
80/20
<1
5,98
923
Kerosene/Isobutanolo
50/50
<1
6,29
905
Kerosene/IsoButanolo
20/80
<1
5,12
913
Kerosene/2-Ottanolo
50/50
<1
3,66
911
Kerosene/2-Metilfurano
50/50
<1
7,57
920
Kerosene/2-Metilfurano
20/80
<1
7,44
913
Kerosene/2,5Dimetilfurano 50/50
<1
18,88
929
Figura 9: Confronto dei profili di temperatura
per kerosene a Kv 7 al variare della potenza
termica.
Fissato un Kv, si nota come i profili
risultino
traslati
verso
maggiori
temperature all’aumentare della potenza.
Ciò è in linea con le nostre aspettative
poiché, per poter effettuare queste
variazioni, è stata aumentata la portata di
kerosene in ingresso ed è quindi ovvio
che si liberi maggior calore a cui segue un
aumento della temperatura. Gli andamenti
delle curve sono molto simili, a campana,
presentando tutte un massimo in
prossimità di 130 mm di profondità, il che
ci porta ad affermare che l’elevato grado
di ricircolo permette di mantenere
condizioni uniformi nel reattore, a
prescindere dalla quantità di combustibile
presente.
Tabella 2: Emissioni e temperature medie in
camera per i diversi combustibili puri e
miscelati con alcoli al primo punto di
funzionamento con solo liquido.
Si mostreranno ora i risultati ottenuti
tramite quattro tipi di grafici:
• andamento della temperatura in
funzione della coordinata assiale del
reattore;
• emissioni di NOx in funzione del Kv;
• profili delle concentrazioni di NO e
CO in funzione della temperatura;
• mappe di funzionamento, per definire i
limiti della combustione mild clean.
In
principio
si
è
studiato
il
comportamento di kerosene ed alcuni
alcoli puri, per poi passare alle miscele di
kerosene con alcoli e furani.
In Figura 9 viene analizzata l’influenza
della potenza termica in ingresso al
bruciatore sulle temperature in camera di
combustione per kerosene puro. In ascissa
è riportata la temperatura media in camera
di combustione ed in ordinata la distanza
assiale dalla testa del reattore,
corrispondente a 0 mm. La linea
tratteggiata a 230 mm di profondità
rappresenta il punto di immissione dei
combustibili attraverso il nebulizzatore, in
corrispondenza del quale si può notare
talvolta una discontinuità nel profilo di
temperatura.
Potenza
[kW]
0.3
0.4
0.5
T media [°C]
Kv 4,5
914
948
1008
T media [°C]
Kv 7
914
955
1019
Tabella 3: Temperature medie in camera con
kerosene in funzione della potenza e del Kv.
Osservando Tabella 3, si può inoltre
notare come, a pari potenza, i valori medi
di tempetratura rimangano circa inalterati
rispetto al ricircolo poiché a variare è
l'estensione della zona di reazione e non
l'intensità di combustione.
In Figura 10 viene riportato l’andamento
delle temperature al variare del rapporto
di ricircolo del kerosene, per una potenza
costante pari a 0,4 kW.
VIII
Sommario
come le emissioni aumentino al diminuire
del Kv.
Le emissioni di NOx rimangono circa
costanti fino a un Kv=5 per poi iniziare
una leggera crescita che in prossimità di
Kv=3 diventa quasi esponenziale, fino a
raggiungere valori superiori ai limiti che
sono stati imposti per definire le
condizioni di funzionamento mild clean,
ossia 30 ppm. Il rapporto di ricircolo
critico, in cui le emissioni superano il
valore massimo accettabile, è in
prossimità di Kv=2.
Si nota come, incrementando la potenza,
si abbia un aumento delle emissioni di
NOx: la portata di combustibile più
elevata porta infatti ad una maggiore
probabilità di avere punti caldi nella
camera di reazione i quali portano ad un
incremento di formazione di NOx totali.
Le curve risultano molto simili tra di loro
evidenziando però un Kv critico che
aumenta passando da 0,3 a 0,5 kW.
Si è poi studiato il comportamento degli
alcoli puri per compararne i risultati a
fronte di differenti caratteristiche
molecolari. Nello specifico ci si è
concentrati su 1-butanolo, isobutanolo e
1-pentanolo.
In Figura 12 sono riportati i profili di
temperatura a 0,4 kW e Kv 7 per
kerosene, 1-butanolo, isobutanolo e 1pentanolo.
Figura 10: Profili di temperatura per kerosene
a potenza termica 0,4 kW al variare del Kv.
Appare evidente come all’aumentare del
grado di ricircolo le temperature medie in
camera appaiano più uniformi, con un
profilo a campana indice di una zona di
reazione estesa lungo tutto il reattore.
Diminuendo l’entità del ricircolo dei gas
combusti (basso Kv) si nota invece un
aumento del gradiente termico, dovuto ad
una zona di reazione meno estesa e
sempre più spostata verso il punto di
immissione del combustibile: i massimi di
temperatura traslano infatti da 130 mm di
profondità per Kv=7 a 200 mm per
Kv=4,5. Ciò è in linea con il fatto che un
maggior grado di ricircolo corrisponde
infatti ad un maggior richiamo di gas
combusti, a cui consegue una maggior
omogeneizzazione delle temperature e
delle concentrazioni, riducendo la
possibilità di avere punti caldi che
incrementerebbero la formazione di
Thermal NOx.
Figura 11: Emissioni di NOx in funzione del
grado di ricircolo per diversi valori della
potenza termica (combustibile kerosene).
Figura 12: Confronto dei profili di temperatura
per kerosene, 1-butanolo, isobutanolo e 1pentanolo a Kv 7 e uguale potenza termica (0,4
kW).
Quanto affermato trova conferma nei
profili di concentrazione rappresentati in
Figura 11, dove si mostra chiaramente
IX
Sommario
Si vede come tutti i combustibili presi in
considerazione
presentino
un
comportamento analogo al di là della
lunghezza di catena o della struttura
molecolare. Nello specifico risulta
confermato il tipico andamento dei profili
di temperatura a campana, caratteristico
di un alto rapporto di ricircolo, con un
massimo tra i 130 e i 150 mm di
profondità.
Il reattore, se operante in regime mild,
non sembra dunque risentire della diversa
lunghezza della catena idrocarburica,
della presenza di un gruppo ossidrile e
della diversa temperatura di ebollizione
del combustibile utilizzato, che potrebbe
portare ad uno spostamento della zona di
reazione con conseguente variazione del
profilo termico in camera di combustione.
In Figura 13 si vede come i combustibili
studiati,
ad
alti
Kv,
abbiano
comportamenti analoghi, evidenziati da
profili paralleli, pur essendo composti
molto diversi sia per caratteristiche
fisiche e chimiche. Per Kv inferiori a 3 i
profili sembrano divergere; la curva
inferiore in questo caso è quella dell'alcol
ramificato, mentre la curva più alta
sembrerebbe essere quella del kerosene.
La minore concentrazione di NOx per il
composto ramificato potrebbe essere
dovuta alla maggiore stabilità chimica del
componente.
composizione, peso molecolare, rapporto
H/C, ma anche della presenza di un
gruppo ossidrile, si è deciso di
approfondire e valutare l’effetto di un
alcool sulle emissioni di NOx e sui profili
di
temperatura,
analizzando
il
comportamento del kerosene in miscela
con diversi quantitativi di alcoli.
Si è quindi passati a studiare
singolarmente ciascun alcool, variandone
la quantità in miscela con il kerosene, dal
50% all’80% in volume. Questa analisi è
stata prima svolta in maniera approfondita
per i seguenti alcoli: 1-butanolo, 2butanolo, isobutanolo. Concluso lo studio
dei C4 si è preso poi in considerazione il
2-propanolo e il 2-ottanolo al fine di
chiarire i risultati già ottenuti con il 2butanolo, provando alcoli con una
differenza più marcata di lunghezza di
catena.
In Figura 14 si riportano gli andamenti
delle temperature in camera per tutti gli
alcoli studiati in miscela 50:50 con
kerosene, Kv=7 e Q=0,4 kW.
Figura 14: Confronto dei profili di temperatura
per kerosene puro e in miscela 50:50 con vari
alcoli a Kv=7 e potenza termica Q=0,4 kW.
Ancora una volta si nota come anche
variando il tipo di alcool non si
riscontrano differenze nel comportamento
della miscela in camera. Lo scarto
massimo di temperatura ricade all’interno
dell’incertezza sperimentale associata alle
modalità di misura.
Dal paragone sulle emissioni di Figura
15 viceversa si vede come, diminuendo la
lunghezza di catena, e quindi aumentando
la percentuale di ossigeno nella molecola,
Figura 13: Emissioni per kerosene, 1-butanolo,
isobutanolo e 1-pentanolo in funzione del grado
di ricircolo a pari potenza termica (0,4 kW).
Riscontrata una scarsa influenza sulle
condizioni di combustione mild non solo
delle proprietà del combustibile quali
X
Sommario
ed aumentando la ramificazione e la
simmetria molecolare si verifica una lieve
diminuzione delle emissioni. Nello
specifico il comportamento delle miscele
si avvicina sempre di più a quello del
kerosene puro passando rispettivamente
dal 2-ottanolo al 1-butanolo, 2-butanolo,
2-propanolo, isobutanolo.
Figura 17: Profilo di emissioni per kerosene
puro e in miscela 80:20 con vari alcoli in
funzione del grado di ricircolo a potenza
termica Q=0,4 kW.
Conclusa l’analisi degli alcoli si è passati
all’analisi del comportamento di altri
biocombustibili in miscela con kerosene,
considerando nello specifico il 2metilfurano e il 2,5-dimetilfurano.
In Figura 18 si riportano gli andamenti
dei profili di temperatura in camera di
reazione. Anche per questa classe di
miscele gli andamenti generali risultano
confermati e si nota solo un leggero
aumento delle temperature medie con
l’utilizzo del 2,5-dimetilfurano.
Figura 15: Profilo di emissioni per kerosene
puro e in miscela 50:50 con vari alcoli in
funzione del grado di ricircolo a potenza
termica Q=0,4 kW.
Successivamente si è variata la
percentuale di alcool in miscela,
portandola all' 80% in volume. In Figura
16-17 si riportano i profili di temperatura
per le diverse miscele alcool kerosene
80:20 a Kv 7 e le rispettive emissioni di
ossidi di azoto. Aumentando la quantità di
alcool non si notano sostanziali variazioni
rispetto ai comportamenti già osservati
per le miscele kerosene alcool 50:50.
Figura 18: Confronto dei profili di temperatura
per kerosene puro e in miscela in diverse
percentuali con furani a Kv=7 e potenza
termica Q=0,4 kW.
Temperature maggiori che evidenziano
anche un incremento delle emissioni di
NOx.
Figura 16: Confronto dei profili di temperatura
per kerosene puro e in miscela 80:20 con vari
alcoli a Kv=7 e potenza termica Q=0,4 kW.
XI
Sommario
L'interesse è valutare l'effetto di composti
ossigenati e biocombustibili, e quindi
delle loro proprietà, sui limiti superiore ed
inferiore della mappa rispetto al
combustibile di riferimento, il kerosene.
Il primo confronto in Figura 20 è stato
effettuato relativamente agli alcoli puri
indagati.
Figura 19: Profilo di emissioni per kerosene
puro e in miscela a diverse percentuali con
alcuni furani in funzione del grado di ricircolo
a potenza termica Q=0,4 kW.
In Figura 19 si nota un netto aumento
delle emissioni con l’introduzione dei
furani in miscela. Nello specifico per il 2metilfurano
si
riscontra
un
comportamento analogo a quello già
notato con le miscele di alcoli; il furano,
più volatile, potrebbe influire sulla
dinamica di formazione degli inquinanti
finché i gas sono omogeneizzati, mentre a
bassi Kv la formazione di punti caldi
prende il sopravvento sul contributo del
furano e le curve vanno a sovrapporsi.
Viceversa sostanzialmente differenti
risultano essere i valori di emissioni di
ossidi di azoto per la miscela 2,5dimetilfurano:kerosene. Risulta evidente
un netto incremento delle emissioni di
NOx. Una giustificazione può essere
ricercata andando ad analizzare la
reattività della molecola presa in
considerazione.
Il
2,5-dimetilfurano
presenta, probabilmente a causa della sua
maggior simmetria che ne stabilizza la
struttura molecolare, un ritardo di
ignizione rispetto al 2-metilfurano.
Questo potrebbe andare ad influenzare
negativamente
l’omogeneità
della
combustione favorendo quindi il deciso
innalzamento delle emissioni di NOx, in
particolare di tipo prompt.
Figura 20: Mappe di funzionamento mild clean
per kerosene, 1-butanolo e isobutanolo puri.
I limiti superiori non presentano
sostanziali differenze. Si nota tuttavia che
tale limite viene raggiunto a Kv superiori
per gli alcoli puri, ad indicare la loro
maggiore tendenza alla formazione di
NOx in fase di transizione. L'ossigeno
chimicamente legato al combustibile
sembra avere, nonostante la crescente
diluizione, un effetto tale da incrementare
le velocità di formazione di NOx, oltre al
contributo
termico,
sino
al
raggiungimento di un valore soglia per
cui
quest'ultimo
risulta
prevalere
definitivamente.
I limiti inferiori per i due alcoli risultano
circa sovrapposti e situati nell'intorno di
800-810°C
coerentemente
con
le
aspettative.
La medesima analisi è stata effettuata per
ciascun componente ossigenato miscelato
in quantità pari a 50:50 e 80:20 %vol.
In ultima analisi, per i combustibili
indagati, puri o in miscela, sono state
realizzate le mappe di funzionamento per
la determinazione della regione di
combustione mild clean.
XII
Sommario
Figura 21: Mappe di funzionamento mild clean
per kerosene, 1-butanolo e miscele 1butanolo/kerosene
miscelati
in
diverse
quantità.
Figura 23: Mappe di funzionamento mild clean
per kerosene e miscele furani/kerosene 50:50
%vol.
In conclusione l’analisi di Figura 23
mostra per le miscele contenenti furani
una riduzione più marcata, rispetto agli
alcoli, dell'estensione della regione di
combustione pulita; il limite superiore
subisce un abbassamento che va dai 20 ai
40°C, coerentemente con l'aumento delle
emissioni riscontrato ad alti valori di Kv.
Anche in questo caso la diminuzione è
maggiore per il componente più alto
bollente, il 2,5-dimetilfurano. Viceversa,
la maggior reattività del composto porta a
una riduzione della zona inferiore di
combustione mild clean consentendo di
raggiungere il limite di 50 ppm di CO a
temperature superiori.
Si può notare dal grafico di Figura 21
come, tendenzialmente, l'aggiunta di
composti ossigenati tenda a ridurre
leggermente l'estensione della regione
mild clean, riducendo la pendenza del
limite obliquo. I limiti superiore ed
inferiore subiscono tendenzialmente delle
variazioni comprese al massimo entro
20°C. Si riconferma l'ininfluenza del
quantitativo di alcol alimentato rispetto
alle caratteristiche della combustione per
quasi tutti gli alcoli lineari. Unica
eccezione l'isobutanolo (Figura 22), si
riscontra un aumento del limite superiore
di circa 30°C all'aumentare del
quantitativo di alcol miscelato.
4. Conclusioni
In questo lavoro di tesi si è approfondita
l'indagine relativa al comportamento di
composti ossigenati puri e in miscela con
kerosene per comprendere l'incidenza
delle proprietà chimico-fisiche dei
combustibili sulle condizioni di reazione e
sulla formazione di inquinanti.
I profili di temperatura ottenuti hanno
confermato
la
tendenza
di
omogeneizzazione termica dovuta al
regime fluidodinamico della combustione
mild indipendentemente dalla tipologia di
combustibile alimentato.
Gli alcoli puri hanno mostrato una
diminuzione delle emissioni di NOx
rispetto al kerosene solo per bassi valori
del rapporto di ricircolo.
Figura 22: Mappe di funzionamento mild clean
per
kerosene,
isobutanolo
puro
e
isobutanolo/kerosene miscelati in diverse
quantità.
Similmente anche il limite inferiore
subisce modeste variazioni, mantenendosi
nell'intorno degli 800°C.
XIII
Sommario
I differenti alcoli miscelati in diverse
proporzioni con kerosene hanno invece
evidenziato come la miscelazione con
composti
ossigenati
provochi
un
incremento
degli
NOx
registrati.
Incremento sempre meno marcato
all’aumentare della stabilità dei radicali
formati dagli alcoli introdotti.
In fase finale si è studiato il
comportamento di alcuni furani in miscela
con kerosene.
L’aggiunta di 2-metilfurano ha evidenziato
un
aumento
delle
emissioni
indipendentemente dalla quantità di furano
miscelato
con
il
combustibile
idrocarburico.
Viceversa
il
2,5dimetilfurano mostra un comportamento
differente rispetto a tutti gli altri composti
considerati. La maggior simmetria della
molecola, che ne stabilizza la struttura
elettronica, genera un ritardo di ignizione
influenzando negativamente l’omogeneità
della combustione. Si registrano di
conseguenza temperature in camera più
elevate e emissioni di ossidi di azoto
maggiori per qualunque Kv. Tali emissioni
restano in ogni caso al di sotto del valore
limite di soglia.
Per ciascun composto sono stati inoltre
analizzati i limiti del campo di
funzionamento mild clean. I risultati
ottenuti hanno rafforzato quanto già
concluso precedentemente; l’aggiunta di
alcoli tende a ridurre leggermente
l’estensione della regione di combustione
mild clean in fase di transizione.
Analogamente il 2-metilfurano, per il
quale risultano però abbassati anche il
limite
superiore
ed
inferiore.
Notevolmente diminuita risulta invece la
regione di funzionamento del 2,5dimetilfurano, a dimostrazione delle
temperature e delle emissioni più elevate
riscontrate al variare del Kv.
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Introduzione
Introduzione
Chiave storica dello sviluppo e del miglioramento della qualità delle condizioni di vita
degli individui è stata la possibilità di avere accesso ai combustibili fossili e alle tecnologie
impiegate nella loro conversione in energia, carburanti e prodotti chimici. A partire dal
secolo scorso sono sorte problematiche relative alla salubrità dell’aria, fattore
importantissimo nel determinare la qualità della vita degli individui, e come sia possibile
limitare gli effetti dei combustibili fossili nonostante il loro crescente consumo.
Il relativamente recente interesse rivolto allo studio e alla ricerca di fonti alternative o
rinnovabili non riesce ancora a far fronte al dato di fatto che la maggior parte dell’energia
utilizzata dall’uomo deriva da fonti fossili. Conseguenza inevitabile della combustione,
completa o parziale, di questi ultimi è la produzione di inquinanti in forma sia gassosa che
particellare, tra cui i principali sono: anidride carbonica, monossido di carbonio, ossidi di
azoto e di zolfo, idrocarburi incombusti, sostanze organiche volatili e particolato organico.
Lontani dall’indipendenza dai derivati fossili è di primaria importanza l’obiettivo di
migliorare l’efficienza delle tecnologie di abbattimento degli inquinanti, non solo a valle
della combustione ma in tutte le fasi del processo di combustione.
In questo ambito sono stati effettuati interventi sul disegno del bruciatore, sulla miscela
combustibile/comburente, sulla camera di combustione e sui prodotti della combustione.
Tuttavia, nonostante i miglioramenti ottenuti sull’efficienza della combustione e sulla
riduzione degli inquinanti, si sta cercando la possibilità di condurre la combustione
eliminandone le caratteristiche di discontinuità tra zona di reazione (fiamma) e contorno
(reagenti e gas combusti).
Una nuova tecnologia, capace di coniugare le esigenze di efficienza e abbattimento di
inquinanti nel corso del processo stesso, è la cosiddetta combustione senza fiamma
(flameless combustion) [1] o combustione dolce (MILD: Moderate or Intense Low Oxygen
Dilution) [2-3], così denominata in quanto il processo di ossidazione avviene in condizioni
di forte diluzione dell’ossigeno dell’aria comburente, elevato preriscaldamento della
camera di combustione, assenza di una fiamma distinguibile e con riduzione dei picchi di
15
Introduzione
temperatura all’interno della camera di combustione. Numerosi studi sono stati effettuati
riguardo l’applicabilità della combustione senza fiamma a combustibili gassosi quali
metano [4], etano [5], idrogeno [6], a miscele di idrocarburi gassosi e idrogeno per processi
di combustione a basso impatto ambientale [7-8], nonché a idrocarburi liquidi puri [9].
Tale tecnologia di combustione ha trovato applicazione a livello industriale in processi
operanti in continuo ad alte temperature, quali quelli dell’industria metallurgica, del
trattamento termico degli acciai e della fluidificazione del vetro oltre che in processi nei
quali occorre trattare termicamente (incenerimento) le correnti inquinate o gli sfiati di
processo. Oltre alla riduzione delle emissioni di sostanze inquinanti, l’apporto all’efficienza
del processo permette la riduzione dei costi in esercizio.
Particolare interesse è da rivolgere all’applicazione di questa tecnologia di combustione
impiegando combustibili liquidi, quali i tagli medi e pesanti delle frazioni petrolifere come
kerosene, gasolio e oli minerali, tutt’oggi ancora impiegati come fonte energetica in molti
paesi tra i quali il nostro.
Questo lavoro di tesi nasce dalla volontà di indagare le possibilità ed i limiti di impiego
della combustione senza fiamma impiegando uno spettro di combustibili in forma liquida
ampiamente disponibili sul mercato. Attraverso prove sperimentali in laboratorio ci si è
concentrati sull’influenza della presenza di composti ossigenati, di diversa natura in
miscela con un taglio petrolifero quale il kerosene (ampiamente utilizzato nei bruciatori
industriali), e delle loro caratteristiche chimico-fisiche sulle condizioni che caratterizzano
questa tecnica di combustione, portando avanti ed ampliando quanto indagato nelle tesi
precedenti [9-11].
Le prove condotte sono state volte a ricercare gli effetti della composizione della miscela
combustibile, della potenza termica e dell’entità del ricircolo dei gas combusti in camera di
combustione su alcune grandezze macroscopiche del processo di combustione mild quali i
profili assiali di temperatura e la composizione dei fumi di combustione, con l’obiettivo di
determinare i limiti operativi delle condizioni di combustione mild clean.
16
1 Stato dell’arte
1 Stato dell'arte
1.1 Introduzione
L’ossidazione di idrocarburi, con ossigeno o aria, ha come conseguenza la produzione ed il
rilascio in atmosfera di diverse sostanze inquinanti, alcune delle quali legate alla qualità del
processo di combustione e sulla cui generazione e/o abbattimento è possibile intervenire.
L’anidride carbonica (CO 2), oltre ad essere uno dei principali prodotti di combustione
completa, è anche uno dei principali gas inquinanti insieme agli ossidi di azoto (NOx), la
cui formazione è dovuta a diversi fattori, all’ossido di zolfo (SO2), qualora fosse presente S
nel combustibile, e a tutti quei prodotti derivanti dalla combustione incompleta come il
monossido di carbonio (CO), gli idrocarburi policiclici aromatici (IPA) e la fuliggine (soot).
Parallelamente al progresso di una porzione della popolazione mondiale e alla sua crescita è
aumentato l’interesse per la tutela dello stato di salute degli individui e dell’ambiente,
portando alla necessità, su richieste legislative, di sviluppare tecnologie atte a ridurre
l’effetto dell’attività antropica sull’ambiente. La ricerca, in ambito di tutela delle condizioni
dell’aria, si è focalizzata e concentra tutt’ora sullo studio di sistemi di conversione
energetica che permettano di raggiungere sempre migliori risultati in termini di efficienza,
consumi ed impatto ambientale. L’efficienza del processo è stata incrementata utilizzando
sistemi di tipo recuperativo o rigenerativo, che effettuano il preriscaldamento dei reagenti
attraverso il recupero dell’entalpia dei gas combusti uscenti dalla camera di combustione.
L’aumento della temperatura in ingresso dei reagenti permette l’ottenimento di temperature
medie in camera più alte e, di conseguenza, un miglior scambio termico con un aumento del
rendimento del sistema [12], dipendente dai livelli di temperatura raggiungibili. In
particolare, i sistemi di tipo rigenerativo sfruttano l’entalpia dei gas combusti con maggiore
efficienza rispetto ai sistemi recuperativi, permettendo di ottenere temperature dell’aria
comburente superiori ai 1500 K [13]. Tuttavia il raggiungimento di così alte temperature in
camera di combustione è accompagnato da elevate produzioni di inquinanti, in particolare,
di ossidi di azoto impiegando aria come comburente. Quindi, se da un lato il
17
1 Stato dell’arte
preriscaldamento dell’aria migliora lo scambio termico, dall’altro l’innalzamento della
temperatura massima di combustione comporta un inevitabile aumento della produzione di
ossidi di azoto termici [14].
Di seguito si descrivono le modalità di generazione degli ossidi di azoto e le tecnologie
disponibili per il loro abbattimento; ci si concentra sulla tecnologia della combustione senza
fiamma, detta anche mild combustion o flameless oxidation (FLOX), oggetto di studio di
questo lavoro di tesi.
1.2 Gli ossidi di azoto
L’inquinamento atmosferico è una miscela variabile e complessa di differenti sostanze che
si possono trovare allo stato gassoso, liquido o solido. Centinaia di componenti possono
essere potenzialmente dannosi per la salute umana e l’ambiente; tuttavia le agenzie
ambientali hanno sviluppato degli indicatori e dei criteri per caratterizzare la qualità
dell’aria attraverso i principali indicatori di inquinamento, tra i quali rientrano gli ossidi di
azoto oltre agli ossidi di zolfo, il particolato (PM10 e PM2.5) e l’ozono.
Gli NOx sono una miscela costituita soprattutto da diossido di azoto, NO2, e monossido di
azoto, NO. Il monossido di azoto, analogamente al monossido di carbonio, agisce
sull’emoglobina,
fissandosi
ad
essa
con
formazione
di
metamoglobina
e
nitrosometaemoglobina. Questo processo interferisce con la normale ossigenazione dei
tessuti da parte del sangue ma, nonostante ciò, non sono mai stati riscontrati casi di decessi
per avvelenamento da NO.
Tra i vari ossidi di azoto quello che desta maggiore attenzione come inquinante è il diossido
di azoto, NO2, un gas dal colore bruno-rossiccio con un caratteristico odore pungente. Il
monossido produce spontaneamente il diossido quando esposto all’aria. Il diossido è un
forte ossidante e forma acido nitrico e monossido. Oltre ad avere effetti sulla salute degli
individui ha delle conseguenze a livello ambientale; assorbe la radiazione solare e riduce la
visibilità atmosferica; ha un ruolo diretto nel cambiamento climatico; è, insieme al
monossido, un regolatore chiave della capacità ossidante della troposfera poiché regola la
concentrazione delle specie radicaliche ed inoltre, per la fotolisi del diossido si ha la
formazione di ozono. NO2 interferisce nella formazione di altri inquinanti ed è perciò
considerato un precursore chiave di una vasta gamma di inquinanti secondari. Poiché è
18
1 Stato dell’arte
presente nell’ambiente in forma gassosa, la sola importante fonte di esposizione per gli
individui è l’inalazione. Tale gas è responsabile di specifiche patologie a carico
dell’apparato respiratorio ed i soggetti più esposti all'azione tossica sono quelli più
sensibili, come i bambini e gli asmatici.
In Figura 1.1 si mostra che la principale fonte di NOx è legata al traffico, seguita da quanto
di interesse per la nostra attività di tesi, cioè le emissioni associate all’attività industriale e
alla produzione di energia. In tutte le aree urbane del mondo, senza distinzione di
localizzazione geografica, livelli elevati di ossidi di azoto, combinati con particelle ultrafini
e altri ossidanti, sono diventati il problema principale legato al peggioramento della qualità
dell’aria. Gli ossidi di azoto sono tra i principali componenti della classe di inquinanti
indicata come “smog fotochimico”.
Figura 1.1: Contributo alle emissioni di NOX da fonti antropogeniche, UK, 2001[15].
Le concentrazioni medie annuali riportate in Figura 1.2 evidenziano come le emissioni di
questi ossidi siano una costante in tutte le regioni del mondo, indipendentemente dal livello
di industrializzazione e di sviluppo, contrariamente a quanto si riscontra per il particolato e
gli ossidi di zolfo il cui livelli di emissioni diminuiscono con il livello di progresso
tecnologico dei paesi [15].
19
1 Stato dell’arte
Figura 1.2: Concentrazioni medie annuali di NO2, SO2 e particolato nei diversi paesi del mondo[15].
Le concentrazioni medie annuali di NO2 nelle aree urbane variano tra 0,01 e 0,05 ppm ed i
livelli di concentrazione nell’ambiente esterno sono soggetti a variazioni rispetto al periodo
del giorno, alla stagione e alle condizioni metereologiche. Le emissioni di diossido di azoto
sono strettamente correlate alla popolazione che è in costante crescita e sono quindi
naturalmente destinate ad aumentare a meno di interventi a livello tecnologico.
I livelli soglia di esposizione sono fissati pari al valore medio annuale di 40 µg/m3 (0,02
ppm) ed al valore massimo per ora di 200 µg/m3 (0,11 ppm) [16].
La riduzione delle emissioni dalla varie fonti rimane un obiettivo di lungo termine; dove ciò
manifesta delle problematiche associate a limiti economici, tecnologie appropriate o
volontà politica, è essenziale trovare forme alternative di riduzione degli effetti degli agenti
inquinanti limitandone i livelli di esposizione degli individui. Gli effetti positivi di
quest’ultima strategia risultano limitati rispetto ad interventi mirati alla riduzione
quantitativa della produzione degli inquinanti stessi.
1.3 Altri inquinanti gassosi del processo di combustione
•
CO2
Il biossido di carbonio è uno dei prodotti finali della combustione completa di tutti i
combustibili fossili e la sua concentrazione nell’atmosfera è dovuta principalmente alla sua
emissione da parte delle centrali termoelettriche. Viene smaltito attraverso il processo di
20
1 Stato dell’arte
fotosintesi dalle piante ma la sua crescente produzione da fonti fossili ne ha determinato
livelli di accumulo nell’atmosfera non affrontabili dai cicli biologici. E’ uno dei principali
gas serra.
•
CO
Il monossido di carbonio è un prodotto della combustione incompleta dei combustibili
fossili ed organici oltre che di decomposizione ad alta temperatura di anidride carbonica. Le
principali fonti sono sorgenti mobili (scarichi dei motori) ed in misura minore le centrali
termoelettriche. Il CO è incolore, inodore, insapore e non irritante; la pericolosità è legata
alla sua tossicità: l’affinità superiore a quella dell’ossigeno con l’emoglobina del sangue
impoverisce i tessuti di quest’ultimo.
•
SOx
I composti solforati presenti nell’aria derivano principalmente da processi naturali, in
particolare da attività vulcaniche. Tuttavia l’anidride solforosa o biossido di zolfo è un
prodotto di combustione di carbone ed olio proviente dallo zolfo chimicamente legato al
combustibile; diventa dannoso per concentrazioni > 5 ppm. E’ un gas incolore, irritante,
non infiammabile, molto solubile in acqua e dall’odore pungente. Dato che è più pesante
dell’aria tende a stratificarsi nelle zone più basse. Dall’ossidazione dell’anidride solforosa
si origina l’anidride solforica o triossido di zolfo che, reagendo con l’acqua, sia liquida che
allo stato di vapore, origina rapidamente l’acido solforico, responsabile in gran parte del
fenomeno delle piogge acide con effetti fitotossici, compromissione della vita acquatica e
corrosione su materiali di costruzione, manufatti lapidei, vernici e metalli. L’anidride
solforosa, gas molto irritante per la gola, gli occhi e le vie respiratorie, è fattore
predisponente all’acuirsi di malattie croniche nei soggetti più esposti quali anziani, in
particolare asmatici e bambini.
Nessuna modifica dei bruciatori può influire sulla sua formazione; per rispettare i limiti di
legge è necessario purificare i gas combusti, ricorrere a combustibili con minore tenore di
zolfo o pretrattare attraverso idrodesolforazione i tagli idrocarburici che lo contengono.
21
1 Stato dell’arte
1.4 Produzione degli ossidi di azoto nei processi di combustione
Tra i prodotti della combustione di sostanze idrocarburiche sono presenti gli ossidi di azoto
(NOx). Con questo termine si intende una miscela composta principalmente da ossido e
biossido di azoto (NO ed NO2), la cui composizione e quantità prodotta dipendono dalla
natura chimica del combustibile e dalle condizioni operative.
La formazione di ossidi di azoto nei processi di combustione può avere luogo secondo tre
meccanismi principali:
� NOx di origine termica (thermal NOx);
� NOx di tipo “pronto” (prompt NOx).
� NOx derivanti dal combustibile (fuel NOx);
Gli NOx termici derivano dalle reazioni che intervengono quando una miscela azotoossigeno viene portata a temperature elevate, e rappresentano la fonte principale di
inquinanti nella combustione di idrocarburi privi di impurezze azotate. La reazione globale
è così schematizzabile:
N2 + O2 → 2 NO
(1.1)
Il meccanismo di formazione degli NOx termici, individuato da Zeldovich nel 1946, è di
seguito riportato in forma estesa:
K d , 1.2
O ⋅ + N2
↔ NO + N ⋅
(1.2)
K i ,1. 2
K d , 1. 3
N ⋅ + O2
↔ NO + O ⋅
(1.3)
K i ,1.3
In condizioni stechiometriche e per miscele ricche di combustibile risulta significativo
anche il contributo della reazione:
K d ,1.4
N ⋅ + OH ⋅ ↔ NO + H ⋅
(1.4)
K i ,1.4
Le costanti dirette delle reazioni 1.2-1.4 sono esprimibili come [17]:
⎛ 38730 ⎞
K d ,1.2 = 1,8 ⋅1011 exp ⎜ −
⎟
T ⎠
⎝
22
⎛ m3 ⎞
⎜
⎟
⎝ kmol ⋅ s ⎠
(1.5)
1 Stato dell’arte
⎛ 3162 ⎞
K d ,1.3 = 6,4 ⋅10 exp⎜ −
⎟
T ⎠
⎝
9
K d ,1.4 = 3 ⋅1013
⎛ m3 ⎞
⎜⎜
⎟⎟
⎝ kmol ⋅ s ⎠
⎛ m3 ⎞
⎜
⎟
⎝ kmol ⋅ s ⎠
(1.6)
(1.7)
La reazione 1.2 è controllante rispetto alle reazioni di ossidazione della specie radicalica N⋅
che viene considerata, pertanto, allo stato stazionario:
d [ N ⋅]
= K d ,1.2 [O⋅][ N 2 ] − K d ,1.3[ N ⋅][O2 ] − K d ,1.4 [ N ⋅][OH ] ≅ 0
dt
(1.8)
(1.9)
K d ,1.2 [O⋅][ N 2 ] = K d ,1.3 [ N ⋅][O2 ] + K d ,1.4 [ N ⋅][OH ]
La velocità di formazione dell’NO di tipo termico
d [ NO]thermal
= K d ,1.2 [O⋅][ N 2 ] + K d ,1.3[ N ⋅][O2 ] + K d ,1.4 [ N ⋅][OH ]
dt
(1.10)
in condizioni stazionarie può quindi essere espressa come:
dmNOthermal
= WNO K thermal [O⋅][ N 2 ]
dt
⎛ kg ⎞
⎜ 3 ⎟
⎝ m ⋅s ⎠
(1.11)
dove Kthermal = 2 K d ,1.2 e WNO è il peso molecolare dell’NO.
La concentrazione del radicale O⋅ può essere espressa in funzione della concentrazione di
ossigeno [18]:
[O⋅] = K D [O2 ]1/ 2
(1.12)
Tale relazione è valida sotto l’ipotesi che la formazione di NO sia un processo di equilibrio;
l’assunzione è accettabile nei processi di combustione essendo la cinetica di formazione
dell’NO molto più lenta rispetto a quelle delle reazioni di ossidazione degli idrocarburi.
KD è la costante di dissociazione che vale:
⎛ 31096 ⎞
K D = 12567 ⋅ T −1 / 2 exp⎜ −
⎟
T ⎠
⎝
Sostituendo le relazioni 1.12 e 1.13 nella 1.11 si ricava:
23
�
���� �/�
��
�
(1.13)
1 Stato dell’arte
dmNOthermal
= WNO K 'thermal [O2 ]1/ 2 [ N 2 ]
dt
Dove
𝐾′������� =
�,�� ����
� �/�
exp �−
�����
�
(1.14)
��
�/�
� ����� �
�
�
(1.15)
La reazione di ossidazione dell’azoto atmosferico è fortemente endotermica e caratterizzata
da un’elevata energia di attivazione. Essa, pertanto, risulta significativa solo per
temperature superiori a 1800 K, in condizioni di combustione caratterizzate da alta
concentrazione di ossigeno e azoto, e da elevate temperature raggiunte nella zona di
fiamma. Per tale motivo diversi sistemi basano il proprio funzionamento sulla riduzione
della disponibilità di ossigeno nelle zone calde del sistema.
Il contenuto di NO nei fumi di combustione può risultare significativo (superiore a 500
ppm) se la miscela combustibile si trova ad una temperatura di 1600°C per alcuni secondi.
A temperature maggiori di 2000°C sono sufficienti tempi di permanenza molto inferiori,
dell’ordine dei millisecondi [1].
A temperature inferiori a 1800 K, molte fiamme idrocarburiche sono caratterizzate da
concentrazioni di NO troppo elevate per essere attribuite al solo meccanismo di Zeldovich.
I radicali idrocarburici reagiscono, infatti, secondo un meccanismo definito “prompt”, con
l’azoto molecolare per formare ammino e ciano composti che, in condizioni ossidanti,
vengono convertiti ad NO:
CH• + N2 → HCN + N•
(1.16)
C• + N2 → CN• + N•
(1.17)
CH2• + N2 → HCN + NH•
(1.18)
O•
H•
H •,OH •
⎯⎯⎯
→ NCO • ←⎯⎯
⎯⎯→ NH • ←⎯⎯⎯
⎯⎯⎯⎯
→N •
HCN ←⎯
⎯
(1.19)
N• + OH• → NO + H•
(1.20)
La descrizione completa del meccanismo di formazione prompt è molto complessa.
Tuttavia, De Soete (1974) [19] ha proposto, per tale meccanismo, uno schema di reazione
globale a singolo stadio:
dmNO prompt
dt
⎛W ⎞
= WNO K prompt [O2 ] [ N 2 ][ F ] ⎜ mix ⎟
⎝ ρ mix ⎠
1/ 2
24
3/ 2
(1.21)
1 Stato dell’arte
⎛ T
⎞
K prompt = Aprompt exp⎜⎜ − A, prompt ⎟⎟
T ⎠
⎝
(1.22)
dove [F] indica la concentrazione molare del combustibile mentre Wmix e ρmix
rappresentano, rispettivamente, il peso molecolare medio e la densità della miscela gassosa.
I coefficienti per il calcolo della costante cinetica Kprompt dipendono dal combustibile
impiegato.
De Soete (1974) ha proposto i seguenti valori per metano ed acetilene:
•
Metano
TA, prompt = 36510 K
Aprompt = 6,4 ⋅106 s −1
(1.23)
•
Acetilene
TA, prompt = 30215 K
Aprompt = 1,2 ⋅106 s −1
(1.24)
La produzione degli NOx di tipo prompt supera la produzione di quelli di tipo termico in
quei processi di combustione caratterizzati da basse temperature, bassi tempi di residenza e
condizioni di miscela ricche in combustibile.
Il meccanismo di formazione degli NOx di tipo fuel, infine, è legato all’ossidazione
dell’azoto legato chimicamente alle molecole di combustibile, e la quantità prodotta cresce
all’aumentare del tenore di azoto nel combustibile stesso: risulta pertanto significativo nel
caso del carbone e dei suoi derivati o idrocarburi liquidi di taglio pesante.
Sperimentalmente è stato mostrato che il composto azotato subisce in principio una rapida
conversione ad acido cianidrico (per l’azoto legato ad anelli aromatici) o ammoniaca (per
l’azoto di natura amminica). Successivamente questi composti sono ossidati ad NOx ad
opera dell’ossigeno presente.
+ O2
FUEL N
NO
XN
+ NO
N2
Se però la disponibilità di ossigeno è bassa, detti composti vengono ridotti ad azoto
molecolare N2 con consumo di NOx. Questo è uno dei principi su cui si basano molte
tecniche di abbattimento degli ossidi di azoto che prevedono la riduzione della
concentrazione di ossigeno nella zona di combustione.
25
1 Stato dell’arte
Il processo di formazione è veloce e non è influenzato in modo significativo dalla
temperatura operativa, ma dipende fortemente dalle condizioni stechiometriche locali.
Questo perché l’energia di dissociazione dei legami carbonio-azoto (+ 60÷150 kcal/mole) è
relativamente bassa, specialmente se confrontata con l’energia di dissociazione dell’azoto
molecolare (+ 225 kcal/mole), che caratterizza invece la formazione degli NOx di origine
termica.
La produzione di fuel NOx può essere ridotta o eliminata utilizzando combustibili con basso
tenore di azoto o azoto esenti, come il metano, il gas naturale o l’idrogeno.
1.5
Principali tecnologie di abbattimento degli ossidi di azoto
Le tecnologie ad oggi note ed impiegate per ridurre le emissioni di ossidi di azoto, derivanti
dai processi di combustione, si differenziano in base alla fase del processo su cui agiscono;
si definiscono tecniche primarie quelle il cui intervento è effettuato direttamente sulla
combustione attraverso il controllo dei parametri operativi; le tecniche secondarie di
abbattimento effettuano, invece, un trattamento dei gas esausti a valle della combustione, al
fine di ridurre il tenore di inquinanti attraverso una loro conversione in sostanze inerti dal
punto di vista ambientale. L’impiego combinato di tecniche primarie e secondarie permette
di raggiungere un livello di abbattimento molto spinto degli inquinanti in generale.
Le diverse tecnologie primarie intervengono alternativamente sulle seguenti variabili di
processo, con lo scopo di sfavorire le cinetiche di formazione degli ossidi di azoto in seno
alla combustione:
� temperatura
� concentrazione dei reagenti
� tempo di residenza
� turbolenza
Le principali tecnologie primarie impiegate a livello industriale per la riduzione degli ossidi
di azoto coinvolgono: la combustione a stadi, la ricircolazione dei gas esausti, il
raffreddamento della fiamma e l’impiego di combustori definiti a bassi NOx.
La combustione a stadi si riferisce alla possibilità di introdurre l’aria in zone diverse del
bruciatore (air staging) ovvero immettere sia il combustibile che l’aria in corrispondenza di
sezioni diverse della camera (fuel staging).
26
1 Stato dell’arte
Nel caso di air staging (OFA, over fire air), Figura 1.3, si crea una zona di combustione
primaria in cui si alimenta tutto il combustibile in difetto di aria (combustione ricca); in
questo ambiente riducente vengono ridotti i fuel NOx e le temperature raggiunte non sono
tali da favorire la cinetica di formazione degli ossidi di azoto termici. Nella seconda zona si
alimenta l’aria necessaria al completamento della combustione per evitare di avere tra i
prodotti di combustione CO ed idrocarburi incombusti.
Figura 1.3: Rappresentazione schematica di un bruciatore air staging (OFA) .
Nel caso di fuel staging sia il combustibile che l’aria vengono immessi in porzioni diverse
del bruciatore; circa il 90% del combustibile viene immesso insieme all’aria primaria nella
prima porzione della camera, il restante combustibile viene inserito nella seconda zona in
cui si crea un ambiente riducente seguito da una terza zona in cui si inserisce aria di post
combustione (Figura 1.4).
27
1 Stato dell’arte
Figura 1.4: Rappresentazione schematica di un bruciatore fuel staging.
La ricircolazione dei gas esausti (FGR, flue gas ricirculation), Figura 1.5, consiste nella
ricircolazione di una parte dei fumi di combustione alla zona di reazione, previa
miscelazione con l’alimentazione fresca, per ridurre la concentrazione di ossigeno e diluire
termicamente il sistema [20]. Tale tecnologia consente di abbattere non solo gli ossidi di
azoto ma anche fuliggine, IPA (idrocarburi poliaromatici) ed eventuali SOx.
Figura 1.5: Tecnologia di ricircolazione dei gas esausti (FGR) .
Le tecniche di flame cooling, basate sull’iniezione di diluenti, come acqua e vapore in
camera di combustione, permettono di ridurre i livelli di temperatura, ma determinano un
incremento delle emissioni di monossido di carbonio peggiorando il rendimento della
combustione.
28
1 Stato dell’arte
Da ultimo i combustori a bassi NOx (LNB, low NOx burners); hanno bruciatori che
permettono, in virtù del loro disegno, di modificare le modalità di immissione del
combustibile e del comburente creando condizioni fluidodinamiche di riciclo interno in
grado di stabilizzare la fiamma, oltre a ridurre la concentrazione locale di ossigeno ed i
picchi di temperatura (Figura 1.7).
La tecnologia di combustione flameless, argomento di questo lavoro di tesi, appartiene ai
metodi primari di abbattimento degli inquinanti. Essa si basa sulla creazione di condizioni
di ricircolo interno dei gas esausti nella zona di combustione permettendo di approssimare
le ideali condizioni di omogeneità termica e materiale entro il reattore intervenendo sulla
fluidodinamica del sistema.
I vantaggi delle diverse tecnologie vengono confrontati in Figura 1.6; a pari temperatura
si nota il vantaggio in termini di emissioni.
Figura 1.6: Confronto delle emissioni di ossidi di azoto per le diverse tipologie di bruciatori [21].
Le tecnologie secondarie di abbattimento agiscono mediante l’introduzione, a valle della
zona di combustione, di un opportuno riducente attivato con (Selective Catalytic Reduction,
SCR) o senza (Selective Non Catalytic Reduction, SNCR) l’ausilio di un catalizzatore. Gli
NOx vengono trasformati in sostanze inerti quali acqua ed azoto molecolare.
29
1 Stato dell’arte
La tecnica SNCR effettua la riduzione di ossidi di azoto a temperature elevate ed in
presenza di agenti riducenti, quali ammoniaca (Thermal DeNOx), urea (NOx OUT), acido
cianurico (RAPRENOx) o una miscela urea/metanolo (DeNOx EMCOTECK), che
permettono di aumentare la concentrazione di radicali OH ed H e favorire le reazioni di
riduzione.
La tecnologia SCR, più costosa, permette di eliminare in modo quantitativo gli NOx
attraverso l’impiego di un agente riducente e di un catalizzatore a base di ossidi metallici,
zeoliti e metalli nobili, operando a temperature inferiori rispetto alla tecnica non catalitica.
1.6 Caratteristiche della combustione senza fiamma
Come menzionato nel Paragrafo 1.5 attualmente sono largamente impiegati bruciatori il
cui disegno permette di stabilizzare la fiamma attraverso il ricorso a dispositivi quali bluffbody e swirler; nel primo caso il getto d’aria è concentrico rispetto a quello di combustibile
(A), nel secondo caso al getto d’aria coassiale è impressa una componente tangenziale di
velocità (B) (Figura 1.7).
A
B
Figura 1.7: Dispositivi convenzionali usati per la stabilizzazione della fiamma. Bluff-body (A) e swirler
(B) [22]
30
1 Stato dell’arte
Tali dispositivi determinano la formazione di zone a ricircolo interno dei gas di
combustione in cui la velocità del flusso dei reagenti eguaglia la velocità di fiamma. La
combustione è concentrata nel fronte di fiamma, una discontinuità gasdinamica che separa i
gas combusti da quelli incombusti, motivo per cui tale regione è caratterizzata da gradienti
di temperatura e concentrazione molto pronunciati. In uno spessore variabile da qualche
decimo di millimetro a pochi millimetri si concentrano, infatti, le reazioni radicaliche che
sono alla base del processo di combustione. L’innalzamento di temperatura conseguente
all’ossidazione del combustibile risulta molto significativo, e le temperature locali possono
raggiungere valori prossimi alla temperatura adiabatica di fiamma (1800-2000°C).
L’esistenza di elevati gradienti termici nel fronte di fiamma permette di migliorarne la
stabilità, ma costituisce, ad esempio, la causa principale di formazione degli ossidi di azoto.
Alcuni sistemi di combustione sfruttano l’incremento del ricircolo interno dei gas esausti
alla radice della fiamma, aumentando così il contenuto di inerti nella miscela reagente, per
controllare le emissioni di ossidi di azoto.
Il grado di ricircolo dei gas esausti (Kv) può essere quantificato utilizzando la relazione
proposta da Wünning e Wünning (1997) [1].
Kv =
m& E
m& A + m& F
(1.25)
dove m& E è la portata di gas esausti ricircolati al sistema, m& A la portata di aria di
combustione e m& F la portata di combustibile.
I sistemi di combustione tradizionale che adottano, per il controllo delle emissioni di NOx,
la ricircolazione interna di gas esausti, utilizzano rapporti di ricircolo KV inferiori a 0,5: gli
studi condotti da Zabetakis [23] sulla combustione degli idrocarburi hanno evidenziato che,
a temperature prossime a quella ambiente, non è possibile ottenere miscele gassose
infiammabili al di sopra di tale limite (Figura 1.8).
31
1 Stato dell’arte
Figura 1.8: Limiti di infiammabilità per miscele metano-aria [23]
È stato però verificato [1] che, in particolari condizioni operative, è possibile realizzare un
regime di combustione stabile con valori del rapporto di ricircolo Kv maggiori di 0,5. Nel
caso ideale questa tipologia di combustione avviene senza alcuna fiamma visibile ed è,
pertanto indicata come ossidazione senza fiamma o flameless.
La Figura 1.9 riporta un diagramma di stabilità per differenti regimi di combustione, in
funzione della temperatura operativa e del rapporto di ricircolo [1].
Figura 1.9: Stabilità del regime di combustione per miscele metano-aria, in funzione del grado di
ricircolo dei gas esausti e della temperatura operativa [1]
32
1 Stato dell’arte
Si osserva che è possibile operare con fiamme convenzionali stabilizzate al bruciatore (A)
per qualsiasi temperatura ma con rapporti di ricircolo inferiori a circa 0,3. L’incremento del
grado di ricircolo dei gas esausti determina una destabilizzazione della fiamma (B) che, nel
caso di temperature operative inferiori alla temperatura di autoignizione (TAI) del
combustibile, si distacca dal bruciatore e si estingue (blow-out). Se però la temperatura
all’interno del bruciatore è sufficientemente elevata, i.e. T>TAI, l’ossidazione del
combustibile può avvenire in regime flameless (C). Si deduce quindi che non è possibile
operare in modalità flameless in una camera di combustione fredda, ma si rende invece
necessaria una fase di avviamento del bruciatore secondo una modalità di combustione
tradizionale al fine di consentire il raggiungimento in camera di temperature superiori a
quella di autoignizione del combustibile. Recentemente Kumar et al. [24] hanno provato,
usando propano, che la combustione mild può essere raggiunta anche senza
preriscaldamento dell’aria per Kv >3 e ad alti flussi volumetrici di calore (> 10 MW/m3).
Analoghi risultati sono stati ottenuti sempre con propano da Krishnamurthy et al. [25].
Ayoub et al. [26] hanno trovato, usando una miscela metano/idrogeno in diversi rapporti,
che l’assenza di preriscaldamento riduce le emissioni di NOx ed aumenta quelle di CO fino
a 50 ppm; incrementando il rapporto di aria in ingresso si ha un abbattimento della CO a
valori caratteristici dei casi con preriscaldamento.
Una rappresentazione ideale del processo di combustione senza fiamma è riportato in
Figura 1.10. L’aria comburente si miscela inizialmente per richiamo fluidodinamico con i
gas esausti (regione I). Quando il miscelamento può ritenersi completo si alimenta
l’idocarburo (regione II) e la combustione flameless può avere luogo.
Se la quantità di fumi ricircolata è sufficientemente elevata, l’innalzamento di temperatura
conseguente alle reazioni di ossidazione risulta limitato a poche centinaia di gradi Kelvin.
Nella regione III si realizza il prelievo di calore utile al processo che la combustione assiste.
Si può inoltre aumentare l’efficienza effettuando, tramite un opportuno scambiatore, il
preriscaldamento dell’aria con il calore residuo dei gas esausti.
33
1 Stato dell’arte
Figura 1.10: Schematizzazione del processo di combustione flameless ideale [1].
Il processo ideale illustrato in Figura 1.10 può essere realizzato praticamente con un
bruciatore ad alta velocità (high velocity burner), come schematizzato in Figura 1.11.
Figura 1.11: Bruciatore ad alta velocità con possibilità di operare nei regimi flame e flameless [1].
Tale bruciatore è dotato di due sistemi di alimentazione dell’aria che permettono di operare
sia in modalità di combustione con fiamma stabilizzata al bruciatore (flame), sia in regime
flameless. In regime flame, il combustibile è alimentato alla camera di combustione
primaria (5) attraverso gli ugelli (1) e (4), mentre l’aria comburente accede alla stessa
camera attraverso il bocchello (2). L’ignizione della miscela reagente avviene a mezzo di
una candela di accensione e il bruciatore opera con una fiamma stabilizzata convenzionale.
Quando le temperature all’interno del sistema superano la temperatura di autoignizione del
combustibile (850-900°C), la valvola di alimentazione dell’aria attraverso il bocchello (2)
34
1 Stato dell’arte
viene chiusa, e l’aria viene introdotta tramite il bocchello (3) e i fori (6), disposti in maniera
concentrica rispetto alla camera di combustione primaria (5). Il getto d’aria in ingresso ad
alta velocità esercita un effetto di richiamo sui gas esausti che vengono così trascinati dalle
zone circostanti D verso i getti entranti di combustibile ed aria. Ciò determina una riduzione
della concentrazione di ossigeno e un incremento del contenuto di inerti nella corrente
d’aria, la cui temperatura diventa prossima a quella dei prodotti di combustione. Le reazioni
di combustione hanno luogo a valle della zona di miscelamento, quando il getto centrale di
combustibile B entra in contatto con la corrente d’aria diluita. L’innalzamento di
temperatura risulta, pertanto, limitato (200-400°C), e la combustione avviene senza un
fronte di fiamma definito. L’intero volume della miscela reagente viene a trovarsi, infatti, in
condizioni idonee all’innescarsi e al sostenersi della combustione, e il sistema evolve verso
le condizioni tipiche di un reattore perfettamente miscelato (well stirred reactor) [27].
La separazione delle correnti di alimentazione dell’aria e del combustibile (Figura 1.9) è
realizzata per evitare che la reazione avvenga prima che abbia avuto luogo il miscelamento
dei reagenti con i fumi di combustione. Tuttavia, è stato dimostrato che è possibile operare
in modalità di combustione flameless anche con alimentazioni premiscelate dei reagenti [1,
28].
Il vantaggio principale derivante dall’impiego della combustione flameless consiste nel
drastico abbattimento delle emissioni di ossidi di azoto. L’assenza dei picchi di temperatura
tipici dei sistemi di combustione convenzionali permette, infatti, di limitare fortemente la
formazione di NO con il meccanismo termico, anche in presenza di preriscaldamenti
significativi dell’aria comburente. Questo risultato è stato messo in evidenza dall’analisi
condotta da Wünning e Wünning [1]. La valutazione del contenuto di NO nei fumi di
combustione ha evidenziato (Figura 1.12) che, passando dal regime di combustione flame a
quello flameless, la concentrazione di NO e il rumore rilevato in camera di combustione si
riducono fortemente. Operando con una fiamma distaccata si ottengono valori della
concentrazione di NO e del rumore intermedi, anche se il segnale evidenzia una forte
instabilità (fluttuazioni di bassa frequenza del profilo di temperatura).
35
1 Stato dell’arte
Figura 1.12: Profili di temperatura e livelli di rumore della fiamma, in funzione del tempo, nel caso di
regime flame, regime di instabilità e flameless oxidation (FLOX) [29].
Cavigiolo et al. (2003) [28] hanno analizzato l’influenza del rapporto di ricircolo sulla
transizione dal regime di combustione tradizionale a quello mild in un bruciatore pilota
alimentato con miscele di metano ed etano. L’analisi condotta ha evidenziato che il
passaggio al regime di combustione mild è un fenomeno critico, caratterizzato da una
drastica riduzione delle emissioni di NO, che passano dai valori tipici dei sistemi di
combustione convenzionali (500 ppm) a valori inferiori ai 10 ppm. È stato osservato,
inoltre, che l’impiego di etano come combustibile permette di ridurre il grado di ricircolo e
le temperature richieste per operare in regime mild rispetto al metano che è più stabile.
Plessing et al. (1998) [30] hanno realizzato, con tecniche ottiche non intrusive, misure di
temperatura e concentrazione delle specie chimiche in una camera di combustione operante
in modalità flame e flameless.
La Figura 1.13 mostra un confronto tra le temperature e le concentrazioni di radicali OH⋅
misurate nei due casi. Si osserva che il passaggio al regime mild determina una riduzione
significativa delle temperature massime, che passano da circa 1900 a 1650°C.
La combustione avviene nel regime well stirred reactor [27], e la formazione di NO con il
meccanismo termico viene pertanto inibita. La Figura 1.13 evidenzia, inoltre, che nel caso
flameless i radicali OH⋅ sono presenti in concentrazioni minori e sono distribuiti più
uniformemente rispetto al caso flame. Ciò permette di ridurre anche la quantità di NO
36
1 Stato dell’arte
formata con il meccanismo prompt, contribuendo a limitare il contenuto di NO nei fumi di
combustione al di sotto di 10 ppm.
Figura 1.13: Visualizzazione dei campi di temperatura e concentrazione dei radicali OH in una camera
di combustione operante in regime di combustione flame e flameless [30].
Lo stesso bruciatore utilizzato da Plessing et al. (1998) [30] è stato impiegato da Özdemir e
Peters (2001) [31] per la realizzazione di ulteriori misure di temperatura e concentrazione e
per la valutazione delle velocità medie e delle loro fluttuazioni in camera di combustione.
Tale analisi ha evidenziato l’importanza del meccanismo di ricircolazione dei gas esaust i
sull’innesco e l’avanzamento delle reazioni di combustione. Inoltre, è stato ipotizzato che,
in regime di combustione flameless, i tempi caratteristici della cinetica chimica e della
turbolenza risultano paragonabili e il numero di Damköhler, ovvero il rapporto tra il tempo
caratteristico di miscelazione dei reagenti e quello delle reazioni chimiche di combustione,
tende all’unità. Ciò determina un allargamento della zona di reazione, che non risulta più
concentrata nel fronte di fiamma ma si estende a gran parte del volume della camera di
combustione.
37
1 Stato dell’arte
1.7 Applicazioni tecnologiche
1.7.1 Ossidazione termica
La combustione senza fiamma ha trovato diverse applicazioni in svariati settori quali
l’industria farmaceutica e petrolchimica, l’industria dell’acciaio e della metallurgia,
l’industria della stampa e della carta, l’industria della verniciatura e, in generale, in
qualsiasi realtà produttiva nella quale si rende necessario il trattamento termico
(incenerimento) degli sfiati di processo o di correnti inquinate. La tecnologia mild permette
infatti di migliorare la resa energetica di un sistema di combustione, consentendo una
riduzione dei costi di esercizio e di manutenzione degli stessi [32].
La combustione senza fiamma viene generalmente impiegata per l’ossidazione termica
quando la concentrazione degli inquinanti combustibili negli effluenti da trattare non è
sufficiente per autosostenere il processo di combustione. In questi casi, i sistemi di
ossidazione tradizionali (inceneritori, torce, combustori e post-combustori) richiedono,
infatti, la messa in funzione di bruciatori ausiliari (operanti generalmente con gas naturale,
propano o gpl). Ciò determina una penalizzazione del rendimento energetico dell’impianto
e un incremento dei costi di gestione (necessità di sistemi di controllo dei bruciatori
ausiliari). Per superare queste difficoltà tecniche ed economiche sono stati sviluppati
sistemi che permettono di raggiungere la condizione di autotermicità dei forni attraverso
l’iniezione diretta di gas combustibile nella corrente di effluente da trattare. In pratica, il
sistema viene avviato mediante l’utilizzo di bruciatori o di termoresistenze, che vengono
disattivati una volta raggiunte le condizioni che permettono di operare in regime mild.
In tal modo, è possibile limitare il consumo di combustibile ausiliario al solo deficit
energetico rispetto alla condizione autotermica degli effluenti da trattare.
1.7.2 Combustibili liquidi
Un’importante innovazione nel campo della combustione senza fiamma è rappresentata
dall’utilizzo di combustibili liquidi. Nonostante in letteratura siano presenti diversi lavori
riguardanti l’impiego di combustibili liquidi in bruciatori di tipo rigenerativo [33], scarse
informazioni sono invece reperibili riguardo la combustione senza fiamma di idrocarburi
liquidi [34]. Uno dei più significativi lavori a riguardo tratta delle differenze nella
combustione mild di gas naturale, olio leggero, olio pesante e polverino di carbone [35].
38
1 Stato dell’arte
Le sperimentazioni sono state condotte in una fornace sperimentale da 0,58 MW avente una
sezione laterale di 2 m x 2 m e una lunghezza di 6,25 m.
Il ricircolo dei gas esausti è stato simulato attraverso l’utilizzo di un pre-combustore
alimentato a metano: i gas combusti a 1300°C, previo arricchimento con ossigeno per
mantenere una concentrazione in volume del 21%, erano poi immessi in camera di
combustione attraverso un apposito condotto, centrale rispetto alla camera di combustione,
con una velocità di 85 m/s. Il tenore di NO in tale corrente esausta è stato stimato essere
dell’ordine di 100 ppm.
Il combustibile di interesse è stato immesso in camera attraverso due iniettori/atomizzatori
posti radialmente, ad una distanza ottimale di circa 280 mm, rispetto al getto di aria viziata.
Gli atomizzatori, del tipo twin-fluid atomizers funzionanti ad azoto, hanno permesso
un’atomizzazione molto spinta ( D10 = 35 µm, con una velocità media delle gocce stimata
intorno a 60 m/s per l’olio pesante). L’elevata velocità dei getti d’aria e di combustibile ha
reso possibile l’ottenimento di un intenso richiamo dei gas combusti, così che la
concentrazione di ossigeno, all’atto della miscelazione combustibile/comburente, non
superiore il 2-5% in volume. E’ stato per esempio calcolato che la portata del getto di gas
naturale passava da 23,5 kg/h a 225 kg/h a una distanza di 0,6 m dal punto di iniezione. Il
getto centrale di aria viziata si è visto che triplicava la propria portata ad una distanza di 0,3
m dall’ugello. L’inglobamento di esausti da parte del getto di olio combustibile, infine, è
stato stimato pari a circa la metà di quello del gas naturale.
Le sperimentazioni hanno evidenziato la totale assenza di una fiamma visibile per la
combustione di gas naturale e olio leggero, mentre una fiamma luminosa è stata osservata
per l’olio pesante e il carbone.
I risultati ottenuti in termini di composizione dei gas entranti e uscenti dalla fornace, del
relativo contenuto entalpico e dei campi di temperature rilevati sono riportati in Tabella
1.1.
39
1 Stato dell’arte
Tabella 1.1 Condizioni operative e risultati sperimentali per i diversi combustibili adottati. Fornace
operante con un eccesso totale di ossigeno pari al 10% rispetto allo stechiometrico [35].
I risultati hanno mostrato come il campo di temperature fosse ragionevolmente uniforme
entro tutta la fornace, variando tra 1300 e 1500°C, e mostrando significativi gradienti solo
in corrispondenza dei punti di iniezione del combustibile. La temperatura di uscita dei gas
esausti dalla fornace è stata di 1220, 1130, 1240 e 1230°C per gas naturale, olio leggero,
olio pesante e carbone, rispettivamente.
Contrariamente a quanto atteso, si è visto che la combustione dell’olio leggero produceva
maggiori quantitativi di CO rispetto all’olio pesante. La concentrazione di tale specie, per
l’olio leggero, è stata stimata essere pari al 2% in volume ad una distanza assiale di 2 m,
mentre l’olio pesante ha mostrato un picco di concentrazione pari all’1,7% ad una distanza
di 80 cm, che si riduceva allo 0,4% alla distanza di 2 m. Concentrazioni di CO superiori al
5% sono invece state misurate per il carbone entro il getto di combustibile. Nessuna traccia
di CO è stata rilevata, in nessun caso, nei gas combusti uscenti dalla fornace che operava
con un eccesso totale di ossigeno pari al 10% rispetto allo stechiometrico.
Tracce di idrogeno sono state rilevate nella prima metà della fornace per gas naturale
(2,5%), olio leggero (3%) e olio pesante (6%), fatto indicativo di una blanda combustione e
dell’instaurarsi di fenomeni di cracking nell’idrocarburo.
Le emissioni in termini di ossidi di azoto per i diversi combustibili sono mostrate nel
grafico di Figura 1.14.
40
1 Stato dell’arte
Figura 1.14: Emissioni di ossidi di azoto [35]. Per ciascun combustibile è riportato in rosso il contributo
relativo alla corrente d’aria in ingresso, in verde la concentrazione rilevata all’uscita dalla fornace.
Una più bassa produzione di ossidi di azoto per l’olio leggero (95 ppm), rispetto al gas
naturale (140 ppm), è da ricercarsi nelle diverse condizioni termiche in cui è stata condotta
la prova (si noti la differenza di temperatura dei gas in uscita in Tabella 1.1).
L’incremento della concentrazione di ossidi di azoto, relativamente alla concentrazione
presente nell’aria comburente entrante, è risultato significativo solo per l’olio pesante e il
carbone. La produzione di ossidi di azoto per questi combustibili, contenendo azoto
chimicamente legato, è infatti dovuta, oltre che al meccanismo termico, anche al
meccanismo fuel. Le sperimentazioni hanno però mostrato come il passaggio dalla modalità
di combustione tradizionale alla modalità mild permetta una drastica riduzione (dell’ordine
del 60-70%) delle emissioni di ossidi di azoto anche per tali combustibili. Queste si sono
infatti ridotte da 400-600 ppm a 210 ppm per l’olio pesante, e da 800-1000 ppm a 220 ppm
per il carbone (con un tenore di ossigeno nei gas esausti pari al 3%).
Un’ultima nota è da fare riguardo all’emissione di particolato, che per l’olio pesante è stata
stimata intorno ai 400 mg/Nm3. Successive sperimentazioni hanno però mostrato come la
messa a punto di un sistema di atomizzazione più adeguato permettesse la riduzione delle
emissioni di particolato a livelli compresi fra 15 e 20 mg/Nm3.
Li et al.(2014) [36] hanno indagato le caratteristiche della combustione mild in una fornace
pilota (300kW) alimentando sempre olio leggero e polverino di carbone come combustibile
ed impiegando sia aria che ossigeno puro e diluito quali agenti ossidanti. L’importante
risultato raggiunto è che questa tipologia di combustione può essere estesa all’utilizzo di
41
1 Stato dell’arte
ossigeno, sia puro che diluito, come comburente nel caso dell’olio leggero adottando
opportune configurazioni dei bruciatori che permettono l’estensione della zona di ricircolo.
La combustione è stata studiata in una fornace verticale alimentata dall’alto della lunghezza
interna di 6 m ed il diametro interno di 60 cm, posta entro un impianto pilota alto 12,5 m.
(Figura 1.15)
Figura 1.15: Schema dell’impianto pilota e sistema di piping (HR= ricircolo a caldo, CR= ricircolo del
carbone).
L’impianto è costituito da quattro parti: la fornace, il sistema di purificazione degli
effluenti, il sistema dei fluidi ausiliari ed il sistema di controllo della strumentazione.
Nel caso di impiego di aria arricchita il polverino di carbone è alimentato alla fornace
mediante i gas esausti non disidratati. La fornace (Figura 1.16 (a)) è dotata di un sistema di
raffreddamento nella porzione inferiore.
42
1 Stato dell’arte
Figura 1.16:Schema della fornace e bruciatore: (a) fornace, (b)visione laterale del sistema di bruciatori,
e (c) vista della sommità della fornace.
Due disegni del bruciatore ad iniezione diretta sono stati impiegati in questo studio per la
prima volta, il primo in configurazione simmetrica (bruciatore II) ed il secondo in
configurazione asimmetrica (bruciatore III) , come mostrano la Figura 1.16(c) e la Figura
1.17 (e),(f), e confrontati con un bruciatore di tipo swirl (bruciatore I) (Figura 1.17(d)).
Figura 1.17: Configurazioni di un bruciatore MILD. Bruciatori installati sulla fornace: configurazioni
in (d), (e) ed (f).
Il diametro degli ugelli simmetrici e asimmetrici sono di 26 e 37 mm, rispettivamente. Il
diametro dell’ugello dell’ossigeno è di 13 mm e la velocità del getto può raggiungere gli 80
m/s. La portata massiva del carbone impiegata è stata di 49,5 kg/h.
Le correnti primaria e secondaria di ossidante sono state preriscaldate con resistenze
elettriche alle temperature di 450 e 400 K, rispettivamente.
43
1 Stato dell’arte
Come combustibili sono stati impiegati olio leggero con dimensione media delle gocce di
circa 25 µm a 40 mm di distanza dall’ugello e polverino di carbone bituminoso, a basso
tenore di volatili, della dimensione media di 110 µm. Le caratteristiche dei combustibili
impiegati sono riportate in Tabella 1.2 e Tabella 1.3.
Tabella 1.2: Composizione dell’olio leggero impiegato.
Tabella 1.3: Composizione del carbone utilizzato.
Le simulazioni fluidodinamiche del flusso generato dai bruciatori I, II e III (Figura 1.17(d),
(e), (f)) hanno evidenziato l’influenza dell’immissione laterale dell’ossidante secondario
sull’estensione della zona di ricircolo (Figura 1.18). La configurazione asimmetrica del
bruciatore III ha un effetto nettamente superiore rispetto alle configurazioni simmetrica e di
tipo swirl dei bruciatori II e I nell’incrementare l’estensione della regione di richiamo dei
gas.
Figura 1.18:Distribuzione dell’intensità della velocità e delle linee di flusso in assenza di reazione,
simulate numericamente, per le configurazioni (a) del bruciatore I, (b).
44
1 Stato dell’arte
E’ stato quindi dedotto, per la fornace pilota, che l’immissione diretta dai getti posti
lateralmente costituisce una buona scelta per condurre l’ossidazione MILD di combustibili
liquidi e solidi [36].
I profili di temperatura per l’olio leggero (Figura 1.19) e per il carbone (Figura 1.20) sono
risultati più morbidi e con gradienti ridotti nel caso di combustione flameless, con una zona
di reazione molto più estesa rispetto alla combustione tradizionale (oltre una distanza pari a
1500 mm dalla testa della fornace). Nel caso di utilizzo di ossigeno puro come comburente
per l’olio leggero, le temperature sono risultate leggermente incrementate (curva nera in
Figura 1.19 rispetto al caso di combustione in aria ed in ossigeno diluito con CO2 (curve
rossa e verde in Figura 1.19).
Figura 1.19:Profilo di temperatura lungo l’asse della fornace per diverse condizioni di combustione
dell’olio leggero: il Case 1 corrisponde all’impiego del bruciatore I e combustione tradizionale in aria,
Case 2, Case 3 e Case 4 si riferiscono all’impiego del bruciatore III e all’utilizzo come agente ossidante
di aria, ossigeno puro e ossigeno diluito con i gas esausti (oxy fuel), rispettivamente.
Nel caso del carbone, la temperatura massima registrata per la combustione tradizionale in
aria è stata di 1580 K mentre per le condizioni mild è stata di 1400 K; la combustione in
ossigeno, sia tradizionale che flameless, mostra anche per il combustibile solido valori
superiori, con una riduzione di circa 200 K del valore massimo dovuta all’impiego della
configurazione asimmetrica del bruciatore (Figura 1.20).
45
1 Stato dell’arte
Figura 1.20:Profili di temperatura all’interno della fornace per diverse condizioni di combustione del
carbone: in aria (curve nera, rossa e blu corrispondenti all’utilizzo dei bruciatori III, II ed I
rispettivamente) ed in ossigeno diluito con i gas esausti (oxy-fuel) impiegando il bruciatori I (curva
verde chiaro), il bruciatore II (curva azzurra) ed il bruciatore III (curva verde scuro).
Le emissioni di NOx, misurate, sempre in corrispondenza dell’asse della fornace, sono
coerenti con i profili di temperatura ottenuti: maggiori emissioni corrispondono alle
condizioni di combustione tradizionali ed una riduzione si riscontra per tutte le modalità di
ottenimento della combustione mild sia per l’olio leggero che per il carbone (Figura 1.21e
Figura 1.22).
Figura 1.21: Emissioni di NOx dell’olio leggero misurate in corrispondenza dell’asse della fornace per
combustione in aria utilizzando i bruciatori I e III ( curva blu e rossa rispettivamente) ed in ossigeno
puro e diluito impiegando il bruciatore III (curve nera e verde chiaro).
46
1 Stato dell’arte
Figura 1.22: Emissioni di NOx del carbone misurate in corrispondenza dell’asse della fornace per
combustione in aria utilizzando i bruciatori I,II e III ( curva blu, rossa e nera rispettivamente) ed in
ossigeno diluito impiegando i bruciatore I, II e III (curve verde chiaro, azzurra e verde scuro).
Le emissioni nel caso di combustione mild sono risultate sempre inferiori ai 320 ppm sia
per ossidazione in aria che in ossigeno; le emissioni in caso di combustione tradizionale
variano dai 530 ppm in aria ai 1200 ppm in ossigeno diluito ( Figura 1.22).
Reddy et al. [37] hanno pubblicato un lavoro in cui si analizza l’influenza del diametro di
uscita del combustore, caratterizzato da 20 kW di potenza termica e da 5 MW/m3 di densità
termica, sul rapporto di diluizione che è possibile ottenere per ricircolo aerodinamico dei
fumi di combustione e sulle emissioni di NOx e CO usando Kerosene come combustibile. Il
rapporto di diluizione dei reagenti è una misura della ricircolazione dei prodotti di
combustione e della loro interazione con la miscela fresca dei reagenti; il suo valore è stato
calcolato come segue:
R dil =
m& axial − ( m& ox + m& fuell )
( m& ox + m& fuell )
m& axial = ∫∫ ρvaxial dydz
(1.26)
(1.27)
Si è utilizzato un combustore a due stadi, poiché è stato osservato da studi sperimentali che
la seconda camera porta a migliori ricircolazioni dei gas combusti e ad una completa
combustione. Lo schema dell’impianto è riportato nella Figura 1.23.
47
1 Stato dell’arte
Figura 1.23: (a) Diagramma schematico dell’impianto e (b) dimensioni dettagliate del reattore.
Sono state utilizzate tre differenti configurazioni: il diametro di uscita della camera
primaria è stato variato da 30 a 60 mm, lasciando inalterate le altre dimensioni (combustore
D30, D45, D60).
Il rapporto di diluizione e la lunghezza della zona di ricircolo sono risultati aumentare al
diminuire del diametro poiché una sua riduzione porta ad un aumento del flusso inverso. In
Figura 1.24 si riporta la variazione della velocità assiale stimata lungo la coordinata radiale a
due differenti lunghezze assiali di 30 e 110 mm per tutte e tre le configurazioni (30, 45 e 60
mm)
Figura 1.24: Variazione della velocità assiale in direzione radiale a due differenti altezze ( 30 e 110 mm)
per le tre configurazione del combustore.
48
1 Stato dell’arte
Per tutti e tre i casi ad una distanza assiale di 30 mm si raggiunge una velocità di 11,7 m/s,
mentre a 110 mm la massima velocità è 4,15, 3,8 e 1,08 m/s per i combustori D30, D45 e
D60 rispettivamente. Ciò indica che la lunghezza della zona di ricircolazione aumenta al
diminuire del diametro di uscita della camera primaria.
In Figura 1.25 si riporta la variazione stimata del rapporto di diluizione lungo il combustore
per tutte e tre le configurazioni (30, 45 e 60 mm).
Figura 1.25: Stima dell’andamento del rapporto di diluizione dei reagenti lungo l’asse del combustore
al variare del diametro di uscita.
Un massimo rapporto di diluizione di 1,89 è stato raggiunto nel caso di D60 ad una distanza
assiale di 50 mm ed esso si riduce bruscamente a 0,42 ad una lunghezza assiale di 110 mm.
Per il combustore D30 si è raggiunto un massimo rapporto di diluizione pari a 2,19 ad una
distanza assiale di 70 mm. Un Rdil maggiore di 2 si conserva per una intervallo di circa 30
mm.
La mild combustion è stata raggiunta solo nel caso di combustori D30, mentre per i casi
D60 e D45 si osservava una flebile fiamma gialla. Il profilo di temperatura in camera è
stato rilevato per le due differenti sezioni A-A e B-B mostrate in Figura 1.26. In
corrispondenza della sezione superiore, il combustore D30 mostra variazioni di temperatura
minori rispetto al D45 e D60, indice di una miglior omogeneità/uniformità all’interno del
reattore.
49
1 Stato dell’arte
Figura 1.26: Variazione della distribuzione di temperatura nella direzione assiale nelle camere
primaria e secondaria (a) alle sezione A-A e B-B (b) alla sezione B-B del combustore D30 per differenti
rapporti equivalenti di miscelazione.
In Figura 1.27 si mostrano le emissioni di inquinanti quali CO, NOx e CxHy all’uscita del
combustore, corrette al 15% di O2, per diversi rapporti di equivalenza Ф. A Ф=0,92, le
emissioni misurate di CO e NOx per il combustore D60 sono state 360 e 90 ppm
rispettivamente. Per il combustore D30 le emissioni misurate di CO rimangono costanti a
12 ppm per Ф=1 e 0,8, mentre aumentano a 20 ppm a Ф=0,66. Il leggero aumento delle
emissioni di CO con il diminuire di Ф può essere attribuito al minor tempo di residenza dei
reagenti in camera di reazione. Le emissioni corrette e misurate di NOx variano
nell’intervallo di 3-6 ppm e 11-18 ppm rispettivamente per Ф variabile tra 1 e 0,66. Queste
emissioni sono minori se comparate ai metodi di combustione convenzionali e sono dello
stesso ordine di quelle ottenute con combustione senza fiamma con combustibili gassosi.
50
1 Stato dell’arte
Figura 1.27: Variazione delle emissioni a differenti rapporti equivalenti per combus tori D30, D45, D60.
Sempre Reddy et al(2014) [38] hanno ampliato lo studio sul kerosene quale combustibile
liquido conducendo un bruciatore in condizioni senza fiamma a potenze termiche crescenti.
La potenza termica alimentata è stata variata nel range 21,5-85 kW ottenendo le
corrispondenti intensità di combustione di 5,37 e 21,1 MW/m3 . Per permettere il
mantenimento del regime flameless alla maggiori intensità è stato necessario adoperare un
opportuno disegno del bruciatore; in questo modo sono stati incrementati il grado di
ricircolo ed il tempo di residenza necessari per la stabilizzazione delle condizioni senza
fiamma. Tali requisiti sono stati ottenuti attraverso un flusso di tipo swirl che permette di
incrementare il tempo di residenza dei gas caldi al suo interno ed il tempo disponibile per la
miscelazione tra prodotti e reagenti. L’elevato ricircolo che si genera permette di ottenere
una zona di reazione estesa entro il volume del bruciatore (di volume totale pari a 0.004
m3). In Figura 1.28 è riportato in dettaglio il bruciatore.
51
1 Stato dell’arte
Figura 1.28: Dettagli dimensionali del bruciatore.
Il flusso elicoidale è stato ottenuto attraverso un’immissione tangenziale dell’aria
comburente ed un iniettore swirl in pressione per l’immissione del kerosene.
La componente computazionale dello studio ha permesso di valutare l’influenza della
geometria del bruciatore sul rapporto di diluizione ( Equazione 1.26) per le diverse potenze
a diverse profondità, ottenendo quanto riportato in Tabella 1.4 e in Figura 1.29.
Tabella 1.4: Dettagli dimensionali della camera di combustione. Qth (kW), Q m (MW/m3).
Si può notare che, a pari potenza termica in ingresso e RC crescente, il flusso inverso è
incrementato in camera di combustione e presenta un andamento a massimo [37]. La
combinazione di un profilo addolcito della camera di combustione e la bisellatura in
corrispondenza dell’uscita generano un elevato ricircolo dei fumi. Si nota, inoltre, come sia
necessario adattare la geometria della camera per mantenere un rapporto di diluizione
costante per tutte le potenze alimentate [38].
52
1 Stato dell’arte
Figura 1.29: Influenza della dimensione della bisellatura, RC, sul rapporto di diluizione per le diverse
intensità termiche: (a)5,37 MW/m3, (b) 10,2 MW/m3, (c)16,3 MW/m3,(d) 21,1 MW/m3.
Il profilo della camera di combustione ed un ingresso elicoidale dei reagenti consentono di
aumentare il tempo di residenza dei reagenti stessi. L’influenza della potenza alimentata è
opposta rispetto all’azione combinata di un flusso tipo swirl e di una maggiore dimensione
caratteristica RC; all’aumentare della quantità di combustibile alimentato il tempo di
contatto medio, τavg, tenderebbe a ridursi ma la fluidodinamica e la presenza di una
bisellatura opportunamente dimensionata consentono di aumentarlo (τs(RC=0mm) e
τs(RC=25mm) rispettivamente). Le distribuzioni dei tempi di contatto che ne derivano,
considerando la camera di combustione come un reattore completamente miscelato, sono
riportate in Figura 1.30.
Figura 1.30:Distribuzione dei tempi di contatto per le diverse configurazioni.
La componente sperimentale dello studio si è concentrata sui profili termici, di emissioni ed
il rumore in camera di combustione al variare del disegno del bruciatore. Fondamentale è
risultato assicurare il ricircolo dei gas caldi all’aumentare della potenza; quattro diversi
53
1 Stato dell’arte
ugelli alla pressione di 9 bar sono stati impiegati per garantire le potenze di 21,5, 40,8, 65,1
e 84,7 kW . Per tutti gli ugelli la distribuzione delle gocce era centrata intorno al valore 3537 µm e poco dispersa. La maggiore variazione riportata è relativa alla densità di goccioline
per i diversi atomizzatori: 32x103, 64x103,110x10 3 e 167x103 n/cm3 rispettivamente
(Figura 1.31).
Figura 1.31: Distribuzione di densità delle gocce di liquido per le diverse portate in funzione della
dimensione del diametro.
Per garantire la completa evaporazione delle goccioline di liquido è fondamentale poter
assicurare il ricircolo necessario dei gas caldi.
Le temperature, misurate su una sezione della camera di combustione, sono state valutate in
funzione della coordinata radiale. E’ stato registrato un gradiente sulla sezione radiale, per
RC=0, che va da un massimo di 443 K per 5,37 MW/m3 un minimo di 245 K per la
massima intensità di combustione pari a 21,1 MW/m3. Le rispettive temperature massime
registrate sono state 1633 e 1741 K. Per tutte le potenze la temperatura massima registrata è
inferiore a 1800 K , limite massimo oltre il quale la cinetica di formazione degli NOX è
favorita.
Le emissioni di CO, NOx e HC misurate sono state normalizzate al 15% in O2 e sono
mostrate in Figura 1.32.
54
1 Stato dell’arte
Figura 1.32: Variazione delle emissioni con il rapporto di equivalenza, Φ, per le diverse potenze.
Le emissioni di CO decrescono con il rapporto di equivalenza mentre quelle di NOx hanno
andamento opposto. Comunque anche in condizioni stechiometriche le emissioni degli
ossidi di azoto risultano inferiori ai 20 ppm. Il migliore disegno del bruciatore permette di
ridurre le emissioni a pari potenza. In Figura 1.32 si evidenzia anche come tutte le
emissioni specifiche siano inferiori per la camera di combustione condotta ad alte densità
termiche.
Le diverse condizioni di combustione differiscono anche per i livelli di emissioni acustiche.
Nel caso iniziale di camera di combustione fredda, le emissioni base misurate sono state di
84 dB. Variazioni da questo livello si sono riscontrate per un d iametro di uscita pari a 90
mm e le emissioni corrispondenti sono di 102 dB. Dopo circa tre minuti si inizia a
riscontrare una stabilizzazione del regime di transizione fino alle condizioni mild, in
corrispondenza delle quali il livello sonoro si riduce ben al di sotto delle condizioni
convenzionali di combustione.
In Figura 1.33 è inoltre evidenziato come la potenza termica abbia un’influenza solo in
fase di transizione, dove le emissioni raggiungono il valore massimo registrato di 113,5 dB,
raggiungendo approssimativamente i 94 dB nel caso di combustione flameless
completamente
sviluppata.
L’abbattimento
del
convenzionali a quelle mild è nell’intorno di 8-9 dB.
55
livello
sonoro
dalle
condizioni
1 Stato dell’arte
Figura 1.33:Variazione delle emissioni acustiche per le diverse intensità termiche.
Azevedo et al. (2015) [39] hanno realizzato un apparato sperimentale (Figura 1.35-Figura
1.34) per la misura delle temperature e delle emissioni utilizzando come combustibile
etanolo idrato al 96% vol operante alle potenze di 2 e 4 kW.
La camera di combustione impiegata, con i dettagli dimensionali, è mostrata in Figura 1.35
insieme al disegno del sistema di alimentazione dell'aria e del combustibile che fornisce il
vantaggio di creare un ricircolo sia interno che esterno.
Figura 1.34: Schema semplificato dell'apparato sperimentale
L'aria comburente è preriscaldata fino ad una temperatura di 530° C recuperando il calore
dei fumi di combustione. Il bruciatore è posizionato sul fondo della camera ed i gas esausti
sono prelevati attraverso un condotto di 100 mm di lunghezza e del diametro di 45 mm.
56
1 Stato dell’arte
Figura 1.35:Schema del combustore, iniettore di tipo blurry (dettaglio A) e sezione di iniezione (seziona
A-A e dettaglio B).
La camera di combustione è stata accesa attraverso la generazione di una scintilla,
formando inizialmente una fiamma stabile in condizioni ricche. L'instaurarsi del regime
flameless è stato verificato, dopo meno di due ore dalle condizioni di fiamma tradizionale,
in corrispondenza del raggiungimento di temperature superiori a quella di autoignizione
della miscela combustibile-aria, nell'intervallo 635-735° C per una potenza di 2 kW e
nell'intervallo 655-790° C per una potenza di 4 kW, in funzione dell'eccesso di aria
alimentato.
E' fondamentale, per la combustione di alimentazioni liquide, ottenere dimensioni delle
goccioline di combustibile tali da evaporare rapidamente ed omogeneamente. Le
caratteristiche dello spray sono state misurate ad una distanza di 50 mm al di sotto
dell'uscita dall'ugello e vengono riportate in Errore. L'origine riferimento non è stata
trovata..
Tabella 1.5: Caratteristiche dello spray.
Le velocità di evaporazione nella combustione mild sono state stimate, risultando inferiori
al caso di combustione tradizionale per via della riduzione dei picchi di temperatura; per le
57
1 Stato dell’arte
potenze di 2 e 4 kW in condizioni di combustione tradizionale, alla temperatura di 2000° C,
i tempi stimati sono stati di 1,63 e 1,74 ms, rispettivamente. Nel caso di combustione senza
fiamma i tempi calcolati sono stati 3,22 ms (2 kW e temperatura media di 820 °C) e 3,18
ms (4 kW e 910°C).
Le temperature sono state misurate lungo la direzione assiale e radiale della camera di
reazione attraverso l'ausilio di termocoppie di tipo K. In Figura 1.36 e Figura 1.37 sono
riportati i profili per potenza termica per 2 e 4 kW, rispettivamente, in funzione del
coefficiente di eccesso d'aria λ. Per ogni valore di potenza, le temperature sono risultate
scarsamente influenzate dall'eccesso d'aria e le uniformità, assiale e radiale, dei campi di
temperatura sono indicative di una zona di reazione estesa entro la camera di combustione.
Figura 1.36: Distribuzione di temperatura entro la camera di combustione in funzione della coordinata
assiale (x) e radiale (r) dell'eccesso di aria alimentata (λ) per potenza termica pari a 2 kW.
Le temperature vicino alle pareti (r=45 mm) ed in prossimità della regione di immissione
del combustibile (x=50 mm) sono risultate inferiori rispetto a quelle misurate al centro della
camera (r=5 mm) per via delle perdite di calore in prossimità della parete e del calore
sottratto dal processo di vaporizzazione in prossimità dell'immissione dello spray; inoltre,
in quest'ultima porzione del combustore, si verifica il richiamo e la miscelazione dei
58
1 Stato dell’arte
prodotti di combustione con l'aria che riducono la temperatura della miscela in prossimità
della regione di iniezione dello spray (Figura 1.36 e Figura 1.37).
Figura 1.37: Distribuzione di temperatura entro la camera di combustione in funzione della coordinata
assiale (x) e radiale (r) dell'eccesso di aria alimentata (λ) per potenza termica pari a 4 kW.
Le temperature sono risultate più omogenee nel caso di potenza maggiore (4 kW) per le
maggiori velocità di flusso ed il maggiore richiamo fluidodinamico conseguente (Figura
1.37). La variazione di temperatura si riduce con un incremento del parametro λ, per via del
maggiore contributo di diluizione termica dell'aria in eccesso. Nel caso di potenza pari a 2
kW i gradienti di temperatura misurati all'interno della camera sono stai al massimo di
230°C mentre, per 4 kW, di 184°C.
Per la valutazione dell'efficienza del regime flameless, sono state misurate nei fumi le
concentrazioni di CO, CO2, NOx e idrocarburi incombusti (UHC= unburned hydrocarbons)
attraverso un sistema di analisi in continuo.
59
1 Stato dell’arte
Figura 1.38: Emissioni di inquinanti in funzione dell'eccesso di aria λ per P=2 kW (sinistra) e P=4 kW
(destra).
In Figura 1.38 e Tabella 1.6 sono riportati i risultati ottenuti per i valori di potenza
indagati. I valori di emissioni sono stati corretti al 15% in ossigeno.
Tabella 1.6: Valori massimi e minimi delle emissioni di inquinanti.
Le emissioni di CO ed UHC diminuiscono all'aumentare dell'eccesso di aria alimentata,
portando ad un incremento delle emissioni di CO2, coerentemente con la possibilità di
garantire la combustione completa e migliorare l'efficienza di combustione. Le emissioni di
NOx misurate sono state molto inferiori rispetto a quelle registrate nel caso di combusttione
tradizionale e hanno manifestato un leggero decremento al crescere di λ. Poiché le
temperature medie di conduzione della combustione sono state inferiori ai 1000°C, la
formazione di NOx è stata attribuita al meccanismo intermedio via N2O.
Sviluppando lo studio svolto per il kerosene [37] e precedentemente descritto, Reddy et al
(2014) [40] hanno studiato l'impiego di un biocombustibile puro e in miscela per valutare
l'influenza delle caratteristiche di questa tipologia alternativa di alimentazione sulle
temperature in camera di combustione e le emissioni di ossidi di azoto. L'apparato
sperimentale impiegato è lo stesso mostrato in Figura 1.23, alimentato con kerosene,
diesel, biodiesel e quest'ultimo in miscela con diesel al 50% vol (indicato come 50B50D).
Le caratteristiche dei combustibili impiegati sono riportate in Tabella 1.7.
60
1 Stato dell’arte
Tabella 1.7: Caratteristiche dei combustibili utilizzati.
Per la determinazione delle temperature nelle due camere, l'aria comburente è stata
preriscaldata alla temperatura di 703 K , con rapporto di equivalenza Φ=0,92.
Il biodiesel puro ed in miscela, data la minore velocità di evaporazione, ha generato un
gradiente di temperatura più marcato entro la camera di combustione primaria (Figura 1.39
(a)). Per il kerosene ed il diesel i gradienti di temperatura misurati sono stati di 356 e 405
K, rispettivamente; per il biodiesel in miscela (50B50D) sono saliti al valore di 689 K e di
827 K per il biodiesel puro. Per questi ultimi, il rilascio di energia nella camera primaria è
stato relativamente piccolo comparato a quello del kerosene e del diesel; viceversa nella
camera secondaria. Tale tendenza è imputabile alla parziale evaporazione delle goccioline
contenenti il biocombustibile nella camera primaria che provoca una combustione parziale
e quindi elevati gradienti di temperatura radiale. La combustione si completa nella camera
secondaria, risultando in gradienti di temperatura confrontabili con quelli del kerosene e del
diesel (Figura 1.39 (b)). I gradienti di temperatura misurati nella seconda camera di
combustione per kerosene, diesel, biodiesel e biodiesel in miscela sono 351, 383, 257 e 319
K rispettivamente.
61
1 Stato dell’arte
Figura 1.39:Distribuzioni radiali di temperatura per i diversi combustibili nella prima (a) e nella
seconda (b) camera di combustione.
Per quanto concerne le emissioni di ossidi di azoto, sono stati confrontati i valori misurati
per i diversi combustibili, al variare del rapporto di equivalenza. In Figura 1.40 è
evidenziato come le emissioni del biodiesel siano risultate sempre superiori rispetto al
kerosene e al diesel, per qualsiasi valore di temperatura di preriscaldamento dell'aria (623,
673, 703 K). Tale differenza è stata attribuita alle maggiori dimensioni delle goccioline e
alla minore velocità di evaporazione del biocombustibile che, come già mostrato in Figura
1.39, portano ad un allontanamento dalla omogeneizzazione termica entro la prima camera
di combustione.
Figura 1.40:Variazione delle emissioni di NOx con il grado di miscelaz ione del biodiesel e la
temperatura di preriscaldamento dell'aria.
62
1 Stato dell’arte
Sia per il biodiesel puro che per il biodiesel in miscela, il raggiungimento delle condizioni
di combustione mild è risultato essere quindi solo parziale.
Da quanto sino ad ora riportato, risulta quindi di fondamentale importanza, per l'impiego
dei diversi combustibili liquidi, la conoscenza della fluidodinamica del sistema di
atomizzazione descritto nel successivo paragrafo, oltre alle caratteristiche fisiche dei
combustibili liquidi utilizzati.
1.8 Nebulizzazione: definizione e principi generali
La nebulizzazione è quel processo fisico che consiste nella frammentazione di strutture
liquide quali getti, lamine e gocce, a causa dell’instaurarsi, all’interfaccia tra liquido e gas,
di oscillazioni ondose che, in particolari condizioni, possono amplificarsi fino a portare alla
disgregazione della struttura stessa (Figura 1.41).
In tale processo, definito break-up, le forze capillari, legate alla tensione superficiale, e le
forze inerziali, dovute alla velocità relativa tra le due fasi, sono la causa dell’instaurarsi
delle oscillazioni, mentre la viscosità agisce in maniera da ridurre le instabilità della
struttura liquida ritardandone la sua disgregazione e incrementando le dimensioni delle
strutture formate.
Figura 1.41: Propagazione di un’onda all’interfaccia gas-liquido e successiva disgregazione della
struttura liquida (break-up primario) [41].
Il break-up si definisce “primario” quando il fenomeno interessa la frantumazione del getto
direttamente uscente dal sistema di nebulizzazione (Figura 1.41), mentre viene detto
“secondario” quello che descrive la scissione di una goccia madre in più gocce figlie.
63
1 Stato dell’arte
In un processo di combustione, la necessità di nebulizzare un combustibile liquido nasce
dall’esigenza di aumentare la superficie dell’interfaccia gas-liquido al fine di migliorare
l’efficienza dello scambio di calore, materia e quantità di moto fra le due fasi e, dunque,
dell’intero processo.
1.8.1 Break-up primario
Come detto in precedenza, per break-up primario si intende il processo di frantumazione in
gocce del getto liquido che fuoriesce direttamente dal nebulizzatore.
Il distacco di gocce dal getto, in prossimità dell'interfaccia tra la fase liquida e la fase
aeriforme, è dovuta alla formazione di onde generate da perturbazioni dell'equilibrio statico
della superficie stessa. Una causa di tali perturbazioni sono le forze di attrito conseguenti al
moto relativo tra il liquido e la fase gassosa che lo circonda. Tuttavia questa non è la sola
causa: recenti studi hanno infatti dimostrato l'esistenza di perturbazioni già dentro l’ugello
dell'iniettore, principalmente dovute alla turbolenza della vena fluida e al fenomeno di
cavitazione.
La presenza di onde superficiali non è però condizione sufficiente per la formazione delle
gocce: queste si generano quando tali onde raggiungono condizioni critiche, vale a dire
condizioni di instabilità, quali pulsazione e lunghezza d'onda critica, per cui si formano
delle creste dalle quali si staccano particelle di liquido (Figura 1.42).
Figura 1.42: Sviluppo di onde sulla superficie di un getto liquido.
64
1 Stato dell’arte
1.8.2 Break-up secondario
Dopo la disgregazione del getto liquido all’uscita dall’iniettore, le gocce formatesi e
costituenti lo spray possono ulteriormente rompersi in gocce ancora più piccole durante il
loro moto all’interno del gas della camera in cui sono state iniettate.
La rottura di gocce sferiche rappresenta un importante processo, denominato atomizzazione
secondaria, che è estremamente importante nella determinazione della qualità finale del
processo di atomizzazione in presenza di campi fluidodinamici che interagiscano con il
getto liquido.
Il meccanismo che porta alla loro rottura è legato alla deformazione che le gocce subiscono
per effetto della non uniforme distribuzione di pressione sulla loro superficie determinata
dal moto cui sono soggette.
Tale processo di break-up è comunque piuttosto complesso, ed è determinato dal concorso
delle forze che agiscono sulla singola goccia: forza di inerzia, forze legate alla tensione
superficiale e forze legate alla viscosità. La dinamica della frammentazione di tali gocce
non è univoca ma dipende dalle condizioni di moto delle particelle e del gas in cui sono
iniettate, nonché dai diversi parametri fisici che caratterizzano le goccioline ed il gas
(densità, temperatura, pressione del gas, ecc.).
Risulta utile rappresentare i vari meccanismi di rottura utilizzando come variabile
controllante il numero di Weber per la fase gas ( We g ), poiché esso rappresenta il rapporto
tra forze aerodinamiche che provocano la rottura e la forza stabilizzante dovuta alla
tensione superficiale del liquido.
E’ possibile costruire un quadro generale della progressione dei vari meccanismi in
funzione di tale parametro, ovvero dello sforzo aerodinamico cui la goccia va soggetta:
-
Rottura vibrazionale We g <12: questa modalità di rottura si verifica quando il
numero di Weber è molto basso, e in condizioni tali per cui il flusso esterno può
interagire con la goccia provocandone la divisione in grossi frammenti. Tuttavia il
tempo di rottura per questo meccanismo, confrontato con quello degli altri
meccanismi, è molto lungo, per cui la rottura non è osservabile su tempi
significativi per le applicazioni pratiche.
-
Rottura “a sacchetto” 12 < We g <50: il meccanismo di rottura a sacchetto è analogo
alla rottura di una bolla di sapone. La parte interna della goccia diviene sottile e si
65
1 Stato dell’arte
rompe in un gran numero di piccoli frammenti, mentre la parte esterna, più pesante,
si rompe poco dopo producendo un minor numero di frammenti più grandi.
-
Rottura “a ombrello” 50 < We g <100: questo tipo di rottura presenta molte
caratteristiche in comune con il secondo meccanismo. Come in quest’ultimo, si
forma una sorta di sacco ancorato ad un anello esterno, ma una colonna liquida è
formata lungo l’asse della goccia. La rottura interessa dapprima la zona più sottile e
poi la parte centrale.
-
Rottura a “strappamento superficiale” 100 < We g <350: il meccanismo è differente
dai precedenti. Non si forma alcun sacchetto, ma si verifica un continuo consumo
del sottile strato esterno della goccia che si rompe così in piccoli frammenti. Una
struttura residua di goccia permane durante l’intero processo di rottura.
-
Rottura a “sfrangiamento d’onda” o “catastrofica” We g >350: a numeri di Weber
più alti, si formano sulla superficie della goccia delle onde molto piccole, le cui
creste vengono continuamente erose dall’azione aerodinamica. Quando le onde di
maggior ampiezza e lunghezza penetrano nella goccia, si verifica il fenomeno della
“rottura catastrofica”, che porta ad un processo multistadio in cui i primi frammenti
sono soggetti ad ulteriore rottura.
Figura 1.43: Principali meccanismi di nebulizzazione secondaria osservati per gocce di liquido in fase
gassosa [42].
In Figura 1.43 sono illustrati i cinque principali meccanismi di rottura di gocce di liquido
che sono stati osservati in ambiente gas, per mezzo di tecniche ottiche (fotografia
ultraveloce, shadowgraph). E’ da notare che meccanismi simili sono stati osservati anche
per sistemi liquido-liquido (olio in olio, mercurio in acqua).
Così come suggerito dall’osservazione dei meccanismi di rottura, è possibile individuare un
valore critico di We g al di sotto del quale la rottura della goccia non è osservabile su tempi
66
1 Stato dell’arte
significativi per le applicazioni pratiche. Tale valore è deducibile imponendo la condizione
di equilibrio tra le forze aerodinamiche e le forze capillari e risulta pari a:
We gc =
ρgv2 D 8
=
σ
Cd
(1.28)
dove Cd è un coefficiente d’efflusso che tiene conto della contrazione della vena liquida in
uscita dall’iniettore.
Per valori del numero di Weber inferiori a quello critico ( We gc ), la rottura delle gocce non è
impossibile ma, se si verifica, non è dovuta all’azione diretta della corrente d’aria, bensì a
fenomeni di instabilità della goccia eventualmente indotti dall’interazione con l’aria.
In linea generale, il valore di We gc è funzione delle caratteristiche del flusso gassoso e delle
proprietà fisiche delle fasi coinvolte nel fenomeno. In generale, per velocità relative
liquido-gas dell’ordine delle decine di metri al secondo, e per mezzi poco viscosi, esso
assume valori compresi tra 5 e 12.
Dalla relazione (1.28) è possibile ricavare un’espressione per il valore massimo del
diametro delle gocce stabili in funzione della velocità relativa e della tensione superficiale:
Dmax
σWe gc
=
ρ gV 2
(1.29)
1.8.3 Sistemi utilizzati per la nebulizzazione dei combustibili liquidi
I dispositivi utilizzati per la disgregazione in gocce dei liquidi vengono generalmente
chiamati nebulizzatori. Un nebulizzatore può essere un dispositivo indipendente oppure
essere un componente di una più complessa parte di un iniettore, ma, in ogni caso, lo scopo
fondamentale che è chiamato ad assolvere è quello di generare un'elevata velocità relativa
tra il fluido iniettato e la fase gassosa presente nell'ambiente circostante.
Una classificazione dei nebulizzatori può essere fatta tenendo conto del tipo di energia
utilizzata per ottenere la frantumazione del getto.
67
1 Stato dell’arte
Quando l’energia cinetica viene trasferita direttamente al liquido per mezzo di un salto di
pressione in corrispondenza della sezione di uscita dell’iniettore, si parla di pressure
atomizers (casi A e B di Figura 1.44). Il principio di funzionamento è basato sull'utilizzo
dell'energia di pressione posseduta dal liquido che si trova ad una pressione notevolmente
superiore rispetto a quella dell'ambiente in cui deve essere iniettato. Durante la fase di
iniezione, questa energia di pressione viene convertita in energia cinetica, permettendo al
getto di liquido di entrare nel combustore con un’elevata velocità relativa rispetto al gas
presente, condizione necessaria per promuovere un’elevata instabilità sulla superficie del
getto che causa il processo di frantumazione. Talvolta vengono impresse al liquido anche
componenti di velocità radiale e/o tangenziale: si parla in questo caso di pressure swirl
atomizers. In tali tipi di nebulizzatori il liquido è iniettato per mezzo di condotti
opportunamente inclinati e/o facendolo fluire lungo una superficie conica al fine di
agevolarne la dispersione (casi E, F, G di Figura 1.44).
Figura 1.44: Diverse configurazioni di atomizzatori a pressione.
Per applicazioni in cui si rendono necessarie portate più elevate si utilizzano configurazioni
tipo duplex o dual orifice, in cui due ugelli di dimensioni differenti sono ricavati nel corpo
68
1 Stato dell’arte
dell’iniettore. Basse portate di liquido vengono fatte fluire nell’ugello più piccolo, mentre
per alte portate viene utilizzato anche quello più grande (caso C di Figura 1.44). Un altro
modo di allargare il campo di portate è quello di utilizzare una valvola regolabile di
spillaggio (spill return nozzle) che consente di regolare la portata facendo rifluire quantità
opportune di liquido. In tal modo la pressione di iniezione può essere mantenuta pressoché
costante intorno ad un valore ottimale, fornendo una buona qualità di nebulizzazione
indipendentemente dalla portata (caso D di Figura 1.44).
I tipi di iniettori descritti hanno l'indubbio vantaggio di essere economici e
costruttivamente semplici, ma non risultano adatti all'uso di liquidi viscosi e non operano
bene quando vengono adoperati al di fuori delle loro condizioni di progetto.
Quando l'energia cinetica viene trasferita al liquido per mezzo dell'interazione con un flusso
gassoso si parla di nebulizzatori pneumatici o di Twin-fluid atomizers. In questo caso la
causa che promuove la nebulizzazione del getto è la differenza di velocità che si viene a
creare tra il gas e il liquido. Si distingue di solito tra ugelli assistiti ad aria (air assisted) e a
corrente d'aria (airblast).
Figura 1.45: Diverse configurazioni di atomizzatori pneumatici.
69
1 Stato dell’arte
Nel primo tipo, una piccola portata d'aria ad alta velocità (>100 m/s) viene fatta interagire
con il flusso liquido, prima (internal mixing, Figura 1.45 A) o dopo (external mixing,
Figura 1.45 B) l’ugello di uscita del nebulizzatore. Nel secondo tipo, una grande portata di
aria a più bassa velocità (<100 m/s) viene fatta interagire con un getto (plain jet airblast,
Figura 1.45 C) o una lamina (prefilming airblast, Figura 1.45 D) di liquido. L'interazione
tra fluido e gas può essere ottenuta inserendo il getto di liquido sia con l'asse parallelo alla
corrente di gas che ortogonale a questa. Nel primo caso si svilupperanno onde di
perturbazione che provocheranno la distruzione del getto, nel secondo, invece, è l'azione
dinamica del gas a produrre la frantumazione della colonna liquida.
Tutti questi tipi di iniettori permettono di ottenere spray molto fini anche a partire da liquidi
con alta viscosità e in un ampio campo di portate (maggiore di quello dei pressure
atomizers). Tutto questo a fronte però di una maggiore complicazione costruttiva.
Quando l’energia cinetica viene trasferita al fluido mediante una sorgente meccanica
esterna rotante si parla di nebulizzatori rotativi (rotary atomizers). In questo caso il fluido è
iniettato su un piattello rotante, in genere guidato da un motore elettrico, venendo così
sottoposto ad una forte accelerazione centripeta che lo porta ad acquisire, di conseguenza,
un'elevata energia cinetica (Figura 1.46).
I vantaggi di tale tipo di configurazione sono l’uniformità delle dimensioni delle gocce e gli
ampi angoli di spray realizzabili. Inoltre la possibilità di variare indipendentemente
pressione di iniezione e velocità di rotazione del piatto (o del cono) può consentire un
maggiore controllo della qualità di nebulizzazione.
La possibilità di nebulizzare a basse pressioni rende questo tipo di nebulizzatori molto
utilizzati nel caso in cui il liquido sia una soluzione o nei processi di essiccazione.
Purtroppo l'uso di parti meccaniche in movimento rende più complicato (e dunque meno
robusto), nonché poco applicabile, l’uso di tali tipi di nebulizzatori ai processi di
combustione.
70
1 Stato dell’arte
Figura 1.46: Configurazione di un nebulizzatore rotativo.
71
2 Materiali e metodi
2 Materiali e metodi
2.1 Descrizione dell'impianto
L’intera campagna di prove è stata effettuata con l’impiego di un bruciatore mild su scala di
laboratorio progettato e installato presso il dipartimento CMIC del Politecnico di Milano
[4]. L’attuale configurazione dell’impianto è riportata in Figura 2.1.
Figura 2.1: Rappresentazione schematica dell’impianto di laboratorio.
Nello schema generale dell’impianto si notano il reattore mild (A), il forno elettrico della
sezione di preriscaldamento (B) e di mantenimento (C), e l’apparato per l’analisi in
continuo dei fumi di combustione (D), costituito da un condensatore per la separazione
dell’acqua e da un analizzatore portatile di gas che rileva le concentrazioni di NOx, CO,
CO2, O2 e SO2 in uscita dal bruciatore.
Altri elementi importanti presenti nell’impianto sono: un atomizzatore per iniettare il
combustibile liquido all’interno del reattore, un bagno termico che ha lo scopo sia di
preriscaldare (garantendo in questo modo una buona viscosità) sia di raffreddare
(mantenendo la temperatura in prossimità della camera di combustione al di sotto della
temperatura di pirolisi) il combustibile liquido entrante nell’atomizzatore, una pompa
72
2 Materiali e metodi
peristaltica per regolare la portata di combustibile liquido, tre termocoppie per misurare le
temperature all’interno del reattore e un sistema di flussimetri in grado di regolare la portata
di aria, metano e azoto.
2.1.1 Reattore
Il bruciatore di laboratorio, illustrato in Figura 2.2 unitamente alle dimensioni di progetto,
è di tipo tubolare in quarzo, materiale che presenta scarsa attività catalitica nei confronti
delle reazioni di combustione ed in grado di sopportare temperature operative fino a
1400°C.
È suddiviso in una zona inferiore di preriscaldamento dell’aria di combustione e una zona
superiore che costituisce la camera di reazione.
Figura 2.2: Rappresentazione del reattore mild di laboratorio. Disegno non in scala con quote di
progetto.
Affinché il reattore possa riprodurre le principali caratteristiche della modalità di
combustione mild, devono essere rispettati due requisiti fondamentali: l’intensa
miscelazione del comburente con i gas combusti, che ha l’effetto di diluire il sistema
reagente aumentando il tempo caratteristico delle reazioni chimiche coinvolte, e un elevato
73
2 Materiali e metodi
grado di turbolenza interna che consente a combustibile, comburente e inerte di mescolarsi
in tempo ridotto. L’effetto complessivo è quello di ottenere un numero di Damköler molto
piccolo e di effettuare la combustione in una regione diffusa, approssimando così le
condizioni di completa miscelazione tipiche di un reattore ideale perfettamente miscelato
(continuos stirred tank reactor, CSTR ).
Queste condizioni sono nettamente differenti da quelle caratteristiche dei bruciatori
tradizionali, nei quali la velocità di miscelazione è inferiore a quella di reazione; la reazione
si istaura solo sulla superficie di contatto tra il combustibile e il comburente, detta fronte di
fiamma, e di conseguenza la velocità di combustione globale è limitata dalla velocità di
miscelazione delle correnti. L’ottenimento di un’elevata turbolenza è realizzato mediante
un getto di gas ad alta velocità (40-100 m/s) dall’ugello posto alla base della camera di
reazione, come mostrato in Figura 2.2, che produce un elevato ricircolo aerodinamico.
Durante la fase di progettazione del reattore per poter raggiungere le sopracitate condizioni,
si sono dovuti tenere presenti vincoli realizzativi quali:
1) tempo di residenza nel reattore (τ) compreso nell’intervallo 0,1-1 secondi per ottenere
risultati cineticamente significativi;
2) getto uscente dall’ugello caratterizzato da un numero di Reynolds almeno dell’ordine di
103;
3) portata di aria ed inerte (Q) inferiore a 10 Nl/min per consentire un preriscaldamento in
un forno elettrico, da cui consegue che la portata massima di combustibile gassoso può
raggiungere valori di circa 1 Nl/min in condizioni stechiometriche.
Il diametro dell’ugello di uscita del getto è stato definito in base al grafico di Figura 2.3
che riporta la velocità del getto (Vj, con linea continua) ed il relativo numero di Reynolds
(Rej, con linea tratteggiata) al variare della portata (Q) e del diametro dell’ugello (Dj), per
una temperatura del getto pari a 1000K.
74
2 Materiali e metodi
Figura 2.3: Velocità del getto e numero di Reynolds in funzione della portata.
Dalla Figura 2.3 si vede come la soluzione che soddisfi le condizioni di portata e numero
di Reynolds richieste si ha per un diametro dell’ugello Dj pari a 3 mm.
L’impiego di una camera di reazione di diametro interno pari a 50 mm e lunghezza di 350
mm permette inoltre di soddisfare la condizione richiesta sul tempo di residenza (τ), che
risulta così essere dell’ordine di 1 secondo.
In Figura 2.4 è riportato in dettaglio l’ugello del bruciatore, costituito da un tubo capillare
in quarzo, dove transitano i gas preriscaldati, su cui è innestato perpendicolarmente il
condotto di adduzione del combustibile gassoso (metano). La corrente di combustibile
gassoso e di comburente attraversano, quasi senza miscelarsi, la tubazione di piccolo
diametro (A) dove la combustione non ha inizio a causa del diametro ridotto del condotto e
dell’esiguo tempo di residenza. La miscelazione avviene principalmente nella camera di
reazione all’interno del getto ad alta velocità che si origina dall’ugello (B). Tale getto
determina, per effetto aerodinamico, il richiamo di una parte dei gas combusti, permettendo
al sistema reattivo di giungere alle condizione di diluizione e riduzione dei gradienti
termici, che sono le peculiarità della combustione mild.
75
2 Materiali e metodi
Figura 2.4: Dettaglio dell’ugello del bruciatore, in avviamento, con relative quote di progetto.
L’effetto di un’ulteriore diluizione per ricircolo esterno dei gas combusti inerti, che avviene
nella camera di combustione di un bruciatore reale, può essere simulato attraverso
l’eventuale aggiunta di azoto all’aria preriscaldata, detta anche aria primaria; se è
necessario invece riprodurre una combustione con aria arricchita è possibile addizionare
ossigeno dalla medesima linea.
Il riscaldamento della miscela comburente, industrialmente realizzato recuperando calore
dai fumi caldi di combustione, avviene grazie ad un forno elettrico tubolare, in grado di
scaldare fino a temperature nominali di 1500°C la corrente nella sezione di
preriscaldamento, che è riempita con pellets di quarzo aventi lunghezza e diametro
rispettivamente compresi tra 10-15 mm 5-10 mm per migliorare l’efficienza di scambio.
L’alta velocità del getto non permette però di avviare il bruciatore in modalità di
combustione tradizionale, in quanto la fiamma non riuscirebbe ad ancorarsi in modo stabile
all’ugello. Per ovviare a questo inconveniente, all’interno della camera di reazione viene
introdotta, attraverso un tubo di quarzo interno alla sezione di preriscaldamento, una
corrente di aria ausiliaria, definita aria secondaria, il cui scopo è quello di consentire lo
sviluppo di una fiamma stabile di tipo diffusivo necessaria a riscaldare la camera di
combustione fino ad una temperatura sufficientemente elevata da permettere la reazione
anche in assenza di un innesco. L’aria secondaria viene utilizzata sia nella fase di
avviamento sia per simulare un abbassamento del grado di ricircolo interno dei gas esausti
in modalità mild, condizione che tende ad allontanare il reattore da un comportamento
approssimabile a un CSTR a favore di un flusso a pistone (plug flow reactor, PFR).
76
2 Materiali e metodi
Durante la transizione dalla modalità di combustione tradizionale a quella senza fiamma il
flusso di aria secondaria viene gradualmente ridotto, mantenendo la quantità di comburente
totale costante attraverso il simultaneo aumento del flusso di aria primaria. La linea
dell’aria secondaria percorre la sezione di preriscaldamento parallelamente all’aria primaria
all’interno di un condotto separato e privo di corpi di riempimento con il risultato di non
subire un significativo incremento termico, se paragonato con quello dell’aria primaria.
Come si può vedere dalla Figura 2.4, questa corrente attraversa lo strato di riempimenti di
quarzo dello spessore di tre centimetri posto alla base della camera di reazione, allo scopo
di uniformarne il flusso. La fiamma diffusiva è innescata attraverso un dispositivo a
resistenza elettrica introdotto in camera di combustione attraverso un apposito condotto
(Figura 2.4). Tale ingresso è lo stesso che verrà poi utilizzato per l’inserimento del
sistema di alimentazione del combustibile liquido.
Sulla sommità del reattore è stato posto un setto forato di quarzo, mostrato in Figura 2.5,
che, oltre a ridurre le perdite di calore attraverso tale via, funge da guida coassiale per
l’introduzione di una sonda di quarzo che preleva parte dei fumi di combustione e li
convoglia alla sezione di analisi dei gas. Il punto di prelievo è situato a circa 30 mm dalla
sommità della camera per consentire il prelievo dei fumi solo a combustione
completamente avvenuta.
Figura 2.5: Rappresentazione del setto forato con relative dimensioni.
Attraverso il setto di testa sono inoltre introdotte tre termocoppie per rilevare la
temperatura all’interno della camera di combustione: due di tipo N (Ni-14,2% Cr-1,4% Si /
77
2 Materiali e metodi
Ni-4,4% Si-0,1% Mg) e una di tipo B (Pt-30% Rh / Pt-6% Rh), resistenti rispettivamente
fino a 1300°C e 1600°C. Questi rilevatori sono montati in modo da poterne variare la
posizione, al fine di controllare il profilo di temperatura interno al reattore, fondamentale
per osservare il funzionamento del sistema al variare dei parametri caratteristici
dell’impianto, e per cogliere la riduzione dei gradienti termici, una differenza peculiare tra
la combustione mild e quella tradizionale.
Sopra il setto forato è stato disposto uno strato di lana di quarzo (3-4 cm) che riduce le
dispersioni di calore, modellato per essere attraversato dal tubo di prelievo dei fumi e dalle
termocoppie. Per rendere riproducibili le misure di temperatura ed i campionamenti dei gas
di combustione effettuati nel corso delle diverse prove, è necessario garantire un
posizionamento delle termocoppie e della sonda di campionamento quanto più possibile
simile tra una prova e l’altra. Per questo motivo, sopra il reattore sono state collocate due
lastre metalliche con funzione portante sulle quali sono presenti dei fori, identici in
dimensioni e posizioni a quelli del setto sottostante, tali da fungere da guida coassiale per le
termocoppie e la sonda.
2.1.2 Forno di mantenimento
Il passaggio dalla modalità di combustione classica a quella mild non può essere ottenuto a
meno che ogni punto della camera non abbia raggiunto una temperatura superiore a quella
di autoignizione del combustibile. È necessario limitare le perdite di calore del bruciatore e
a tal proposito è stato istallato un forno, chiamato forno di mantenimento, la cui
collocazione è visibile in Figura 2.6, regolato in modo che la temperatura operativa sia
sempre mantenuta ad un livello inferiore di 100-150°C rispetto a quella media rilevata in
camera di combustione. Il mantello di refrattario attorno al bruciatore presenta, nella parte
inferiore, un’apertura che accoglie il capillare di adduzione del combustibile gassoso e il
condotto che permette sia l’inserimento del dispositivo a resistenza elettrica usato per
l’accensione sia il posizionamento del dispositivo di alimentazione del combustibile
liquido. Questa finestra consente un’osservazione diretta della fiamma e, generalmente,
durante lo svolgimento delle prove sperimentali è riempita con lana di quarzo in modo da
ridurre al minimo le perdite di calore. In Figura 2.6 si osserva la configurazione attuale
dell’impianto di combustione mild.
78
2 Materiali e metodi
Figura 2.6: Visione d’insieme dell’impianto mild di laboratorio. Nella parte destra sono riconoscibili il
forno di preriscaldamento (1) e di mantenimento (2), gli ingressi di aria primaria e azoto (3) e dell’aria
secondaria (4), il capillare orizzontale di adduzio del combustibile gassoso (5), il dispositivo per
l’alimentazione del combustibile liquido (6), il display di lettura delle temperature rilevate dalle
termocoppie (7), i flussimetri di massa che regolano le portate su tutte le linee dell’impianto (8), il
controllore del forno di preriscaldamento (9), le termocoppie e la sonda per il campionamento dei fumi
(10), la pompa peristaltica (11), i display dei flussimetri di massa (12) e il dispositivo di raffreddamento
del nebulizzatore (13).
2.2 Sistema di analisi dei gas
I gas prodotti dalla combustione, una volta entrati nel tubo di prelievo, sono convogliati ad
un analizzatore di gas portatile (HORIBA PG-250). Una pompa interna allo strumento
permette di indirizzare il flusso di gas verso le celle di analisi con una portata di 0,4 Nl/min,
valore di circa 15-20 volte inferiore alla portata entrante nel reattore durante la combustione
mild e quindi poco influente sulla fluidodinamica interna alla camera di reazione. Questo
strumento utilizza sistemi e intervalli di misura differenti a seconda dell’inquinante
analizzato. La tecnica di misurazione ed i limiti di rilevabilità per ogni singolo inquinante
sono riportati in Tabella 2.1.
79
2 Materiali e metodi
Inquinante
Tecnica di misura
Intervallo di rilevabilità
NOx
Chemioluminescenza
0 – 2000ppm
O2
Paramagnetismo
0 – 25% in volume
CO
Infrarosso non dispersivo
0 – 5000ppm
CO2
Infrarosso non dispersivo
0 – 20% in volume
SO2
Infrarosso non dispersivo
0 – 3000ppm
Tabella 2.1: Tecniche di misurazione e intervalli di rilevabilità dell’analizzatore di gas utilizzato.
Poiché la presenza di vapore acqueo può interferire nelle misure della concentrazione degli
inquinanti, l’analizzatore è preceduto da un condensatore in grado di disidratare la corrente
dei fumi (vedi Figura 2.1).
2.3 Sistema di immissione del combustibile liquido
Il bruciatore mild illustrato è stato progettato per la realizzazione del regime di combustione
senza fiamma di combustibili gassosi. In particolare l’impianto è stato precedentemente
utilizzato per la sperimentazione con metano [4], etano [5], idrogeno [6] e miscele degli
stessi [8]. Se si alimenta un combustibile allo stato liquido, non è possibile adottare lo
stesso ugello utilizzato per le sperimentazioni con combustibili gassosi per i problemi di
pirolisi causati dalle elevate temperature raggiunte al suo interno. Per ovviare al problema è
stato quindi necessario progettare un sistema di alimentazione del combustibile liquido che
operasse esternamente all’impianto. La soluzione adottata ha previsto l’utilizzo di un
nebulizzatore a due fluidi (di tipo plain-jet airblast), mostrato in Figura 2.7, per l’iniezione
del combustibile liquido in camera sottoforma di spray.
80
2 Materiali e metodi
Figura 2.7: Dispositivo utilizzato per la nebulizzazione del combustibile liquido
Il nebulizzatore è realizzato con due tubi concentrici in acciaio inox: quello esterno del
diametro di 1/8” e quello interno del diametro di 1/16”.
Il flusso gassoso essenziale per la formazione dello spray è fatto passare nell’intercapedine
tra i due tubi, mentre il liquido attraversa il condotto centrale di diametro inferiore.
Il flusso gassoso è costituito da una corrente con una portata di circa 2 Nl/min di azoto
mantenuta costante, che è stato preferito all’aria per evitare la formazione di miscele
infiammabili direttamente all’uscita della lancia.
La portata di azoto è stata scelta sulla base di osservazioni dirette della qualità dello spray
al di fuori della camera di reazione: si è visto in particolare quale fosse la minima portata di
gas che garantisse la formazione di uno spray sufficientemente fine ed uniforme in
corrispondenza della massima portata di liquido alimentata pari a 1 ml/min. Tale portata è
garantita da una pompa peristaltica che consente un flusso liquido costante e uniforme.
Le caratteristiche dello spray sono assimilabili a quelle dei nebulizzatori di tipo swirl e
risulta completamente formato a una distanza non superiore a 35mm dall’ugello [41].
Il corpo del nebulizzatore è incamiciato da altri due tubi concentrici del diametro di 1/4” e
3/8” rispettivamente. Entro l’intercapedine così ricavata fluisce una portata d’acqua a 60°C
che mantiene il dispositivo a una temperatura inferiore a quella di pirolisi dell’idrocarburo
liquido, ma al contempo adeguata a mantenere una viscosità del liquido che permetta la
formazione di uno spray adeguatamente uniforme e fine.
In Figura 2.8 è riportato lo schema costruttivo del nebulizzatore: oltre alle dimensioni
sono indicate le direzioni dei flussi di acqua refrigerante, azoto e combustibile liquido.
81
2 Materiali e metodi
Figura 2.8: Schema del dispositivo di nebulizzazione del combustibile liquido. Si notano il flusso
dell’acqua di raffreddamento (in azzurro), il flusso di azoto (in grigio) e il flusso di combustibile liquido
(in arancione). Sono inoltre riportate le dimensioni caratteristiche del dispositivo.
Figura 2.9: Posizioni relative del sistema di nebulizzazione del combustibile liquido rispetto all’ugello
del bruciatore.
Il dispositivo di alimentazione del combustibile liquido è stato collocato nel condotto
precedentemente utilizzato per inserire l’ignitore (vedi Figura 2.9), situato all’interno della
camera di reazione ad una distanza di 60 mm dalla sommità dell’ugello, in prossimità della
zona di massimo ricircolo aerodinamico interno (come visibile nel grafico di Figura 2.10).
82
2 Materiali e metodi
R = Qricircolata/Qin
6
5
4
3
2
1
0
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
distanza dalla testa dell'ugello (cm)
10 m/s
30 m/s
50 m/s
100 m/s
Figura 2.10: Ricircolo aerodinamico interno stimato, per diversi valori della velocità del getto, in
funzione della distanza dall’ugello.
L’iniezione del combustibile nel punto di massimo ricircolo aerodinamico consente un più
agevole controllo della miscelazione tra combustibile e aria.
2.4 Mappa di funzionamento
Per mappa di funzionamento, o zona di funzionamento mild clean si intende la zona B del
diagramma presentato in Figura 2.11 , definita dalle coppie di valori temperatura media in
camera e grado di ricircolo (KV); è un sottoinsieme della più vasta mild combustion che
rispetta i seguenti limiti di concentrazione imposti sui fumi disidrati e con concentrazione
di ossigeno normalizzata al 3 %vol (come regolamentato dalla legge) in uscita dal
bruciatore:
• NOx < 30ppm;
• CO < 50ppm;
• Resa CO2 > 50%.
Per la definizione del grado di ricircolo KV, già dettagliatamente descritta in precedenti
lavori di tesi [4], si rimanda all’Appendice A mentre le procedure per normalizzare le
concentrazioni di inquinanti in uscita sono riportate in Appendice B.
83
2 Materiali e metodi
Figura 2.11: Struttura di una tipica mappa di funzionamento. Si distinguono 4 regioni principali: zona
di combustione tradizionale; zona mista (A); zona di funzionamento mild clean (B) e zona di non
combustione (spegnimento).
Il limite superiore della regione mild è delimitato dalla formazione di NOx tramite
meccanismo thermal. Per basse temperature vi è invece la formazione di CO dovuta alla
cinetica di reazione non sufficientemente veloce a ossidare completamente il combustibile,
preludio dell’estinzione della reazione. Per alti valori di Kv la diluizione è talmente spinta
da portare la miscela fuori dai limiti di infiammabilità, condizione che tuttavia il reattore
utilizzato nelle correnti prove non è in grado di raggiungere, mentre per bassi valori del
grado di ricircolo la diluizione si riduce fino alla parziale ricomparsa di un fronte di
fiamma, ossia il ritorno a una combustione convenzionale e alla formazione copiosa di
NOx.
2.5 Procedure sperimentali
Il sistema di alimentazione liquida esterno all’impianto non permette di avviare il
bruciatore in maniera diretta mediante l’utilizzo di combustibili in forma liquida. Si rende
quindi necessaria una fase di accensione e riscaldamento utilizzando un combustibile
gassoso, seguita da una fase di transizione con un graduale passaggio dall’alimentazione di
tipo gassoso a quella di tipo liquido. Questa transizione ha inizio solo dopo aver raggiunto
le condizioni stabili di funzionamento mild mediante l’ausilio del combustibile gassoso, che
in questo lavoro di tesi è sempre stato metano.
84
2 Materiali e metodi
2.5.1 Avviamento del bruciatore
Le condizioni mild per un combustibile gassoso, (metano o etano) come verificato in
precedenti lavori di tesi [4-5], sono raggiungibili attraverso il percorso schematizzato in
Figura 2.12.
Figura 2.12: Percorso di raggiungimento delle condizioni mild clean con il combustibile gassoso. Fase
A: accensione della fiamma; Fase B: preriscaldamento della camera con combustione tradizionale; Fase
C: aumento della velocità dei reagenti; Fase D: ingresso in modalità mild clean.
Il cammino che porta all’ottenimento delle condizioni mild clean prevede innanzitutto il
raggiungimento in tutta la camera di elevate temperature, superiori a quella di
autoignizione dell’idrocarburo, grazie a una combustione di tipo tradizionale per poi
passare alla modalità senza fiamma tramite un aumento del grado di ricircolo dei gas
esausti. Facendo riferimento alla Figura 2.12, la procedura di prova può essere così
suddivisa:
Accensione (Fase A): effettuata a temperatura ambiente alimentando, attraverso l’ugello,
una bassa portata di metano accompagnata da un flusso di aria secondaria per ottenere una
fiamma diffusiva. L’utilizzo di aria primaria in accensione non è possibile in quanto le alte
velocità uscenti dall’ugello impediscono di raggiungere condizioni stabili portando allo
spegnimento. L’aria primaria viene gradualmente aggiunta in seguito per formare una
fiamma premiscelata con eccesso del 40% di aria.
Riscaldamento del sistema (fase B): il raggiungimento di elevate temperature in camera è
realizzato, oltre che con il processo di combustione, attraverso il preriscaldamento dell’aria
85
2 Materiali e metodi
comburente e la riduzione delle perdite di calore tramite l’utilizzo del forno di
mantenimento. L’aria primaria è preriscaldata ad un valore nominale di 1100°C per il
metano, mentre la temperatura di parete del refrattario superiore, che circonda la zona
reattiva, è mantenuta ad un valore di 900°C. È da evidenziare come per il metano si
debbano mantenere temperature di ingresso in regime mild più elevate, come dimostrato in
precedenti lavori di tesi [5], a causa della minore reattività del CH4 rispetto ad altri
combustibili.
Incremento della velocità dei reagenti (fase C): Raggiunta la temperatura desiderata dei
forni, si aumentano gradualmente le portate di combustibile gassoso e di aria primaria
attraverso l’ugello diminuendo nel contempo l’aria secondaria. Si favorisce in questo modo
il progressivo
ampliamento
della
zona reattiva,
avvicinandosi alle
condizioni
stechiometriche tra aria e combustibile fino al raggiungimento di una condizione di
funzionamento caratterizzata da un eccesso di ossigeno pari al 15%. Tale valore è superiore
a quello tenuto di norma durante le sperimentazioni con combustibili gassosi (3%), perché
si vuole portare il reattore nelle condizioni adeguate per la successiva immissione del
combustibile liquido sotto forma di spray. Il problema dell’efficienza di contattamento tra
la fase liquida combustibile dispersa sotto forma di gocce e la fase comburente gassosa
porta, infatti, alla necessità di avere un eccesso di ossigeno più alto per evitare indesiderati
problemi di combustione incompleta con la conseguente formazione di specie inquinanti.
Attraverso il graduale aumento delle portate di combustibile gassoso e aria primaria, e una
contemporanea diminuzione del flusso di aria secondaria, si realizza l’incremento del
ricircolo dei gas combusti, come descritto nelle fasi A, B e C e successivamente
schematizzato in Figura 2.13.
All’inizio, quando la combustione procede grazie al solo apporto di aria secondaria, il
richiamo di gas esausti è praticamente nullo e di conseguenza la concentrazione di ossigeno
nella zona reattiva è prossima al 21% (caso 1 in Figura 2.13), con una fluidodinamica
interna approssimabile a quella di un flusso a pistone. La diminuzione del flusso di aria
secondaria (caso 2), ed il contemporaneo aumento di quello di aria primaria, consentono al
getto di richiamare una quantità via via più elevata di gas combusti dalla zona a valle della
reazione, provocando una diminuzione della concentrazione di ossigeno nella miscela
reagente. Infine, in condizioni di flusso di aria secondaria assente, il forte incremento di
velocità del getto dei reagenti causa un ricircolo sempre più spinto dei gas esausti; la
86
2 Materiali e metodi
concentrazione di ossigeno nella zona di reazione raggiunge un valore ridotto, consentendo
così di raggiungere la modalità mild (caso 3).
Figura 2.13: Evoluzione del ricircolo dei gas combusti in camera di reazione. Al variare delle portate il
sistema evolve dal caso 1 a ricircolo nullo al caso 3 ad elevato ricircolo. “F” indica il combustibile
mentre “A1” e “A2” sono rispettivamente i flussi di aria primaria e secondaria.
In Figura 2.14 vengono riportate in sequenza tre fotografie che rappresentano all’atto
pratico cosa si osserva all’interno della camera durante il susseguirsi delle fasi A, B e C: a
sinistra è visibile la fiamma premiscelata presente in avvio; al centro, la fiamma in
condizioni di alta temperatura, sovresposta a causa del riverbero arancione del quarzo dopo
l’accensione dei forni di preriscaldamento e di mantenimento; a destra, la combustione mild
con assenza di un fronte di fiamma visibile.
87
2 Materiali e metodi
Figura 2.14: Immagini della zona sovrastante l’ugello del bruciatore rappresentative del graduale
passaggio dal regime di combustione tradizionale per il metano a una combustione mild, caratterizzato
da una fiamma diffusiva ben visibile (a sinistra), al regime di combustione mild caratterizzato
dall’assenza di un fronte di fiamma visibile (a destra). [4].
2.5.2 Iniezione di combustibili liquidi
Nel passaggio dalla combustione a metano a quella di liquidi, il sistema passa da una
configurazione a singolo ugello (SN, single nozzle) a una configurazione a doppio ugello
(DN, dual nozzle) come rappresentato in Figura 2.15.
Figura 2.15: Possibili configurazioni di immissione del combustibile.
Nelle tesi precedenti è stato verificato che variando la posizione di immissione del
combustibile in camera non si registravano differenze significative nel regime di
combustione. Nella configurazione a singolo ugello l’aria e il combustibile si miscelano
parzialmente già prima di entrare in camera di reazione, mentre nella configurazione a
doppio ugello il contatto avviene all’interno del bruciatore, con possibili problemi legati
alla miscelazione. A quest’ultimo fatto si deve aggiungere, inoltre, l’intrinseca difficoltà nel
88
2 Materiali e metodi
contattamento tra combustibile e comburente qualora si utilizzi un combustibile in fase
liquida. È quindi di fondamentale importanza avere un buon grado di nebulizzazione del
combustibile liquido al fine di migliorare l’efficienza di scambio materiale e termico,
favorendo quindi l’evaporazione del combustibile e la miscelazione con il comburente. Il
passaggio dalla condizione di funzionamento a solo combustibile gassoso (attraverso
l’ugello), a quella in cui si alimenta esclusivamente il combustibile liquido (attraverso il
nebulizzatore laterale) non è un passaggio netto. Si effettua diminuendo gradualmente la
portata di metano all’ugello e, nel contempo, aumentando la portata del combustibile
liquido all’iniettore (a potenza termica immessa costante) regolando opportunamente il
numero di giri della pompa peristaltica. Per alimentare il combustibile liquido si è fatto uso
del dispositivo e delle modalità operative descritte nel Paragrafo 2.3.
2.6 Combustibili liquidi utilizzati
Sono riportati in seguito, in Tabella 2.2, i combustibili liquidi di cui si è fatto utilizzo nel
corrente lavoro di tesi, e in particolare si riportano il rapporto H/C, O/C, peso molecolare,
densità, potere calorifico inferiore e temperatura normale di ebollizione.
Densità
PM
Rapporto
PCI
[g/ml]
[g/mol]
H/C
[kJ/mol]
O/C
Kerosene
0,743
162
2,175
7151
0
150-280
1-Butanolo
0,81
74
2,5
2454
0,25
118
2-Butanolo
0,81
74
2,5
2454
0,25
100
Isobutanolo
0,802
74
2,5
2454
0,25
108
1- Pentanolo
0,811
88
2,4
3118
0,2
138
2-Propanolo
0,785
60
2,67
1889
0,33
82
2-Ottanolo
0,819
74
2,25
2454
0,125
188
2-Metilfurano
0,91
82
1,2
2503
0,2
92-94
2,5-Dimetilfurano
0,903
96
1,33
3118
0,167
63-66
Combustibile
Tabella 2.2: Proprietà dei liquidi utilizzati.
89
Rapporto Teb [°C]
2 Materiali e metodi
2.7 Identificazione dei limiti di funzionamento mild clean
La mappa di funzionamento mild clean è la zona nel diagramma temperatura media – grado
di ricircolo (Kv) nel quale sono rispettati i vincoli sulle emissioni di NOx e CO, come
descritto nel Paragrafo 2.4. Per la rilevazione della temperatura media in camera le
termocoppie vengono poste a tre profondità diverse: quelle di fondo a una distanza dalla
sommità del reattore di 18 cm e quella di testa a 5 cm, come mostrato a titolo esplicativo in
Figura 2.16. L’uscita dalle condizioni di funzionamento mild clean per colpa di eccessiva
emissione di CO viene identificata come spegnimento per raffreddamento semplice; tale
termine non deve essere pertanto inteso come estinzione della reazione di combustione.
Vengono invece definiti spegnimento per controdiluizione e limite superiore di temperatura
le soglie limite per le quali non si rispetta il vincolo sugli ossidi di azoto.
Figura 2.16: Posizionamento delle termocoppie rispetto alla camera di combustione. Il disegno non è in
scala e non rispetta il posizionamento reciproco delle termocoppie.
2.7.1 Spegnimento per raffreddamento semplice
Una volta raggiunte le condizioni di funzionamento mild stabili mediante l’impiego del
combustibile liquido, è possibile svolgere le prove di spegnimento semplice, mirate a
definire il limite inferiore del campo mild clean. Queste consistono nella progressiva
riduzione della temperatura media in camera di reazione agendo sui forni (preriscaldamento
90
2 Materiali e metodi
e mantenimento) e sulla quantità di combustibile immesso. In questo modo, spostandosi
lungo linee verticali discendenti, come mostrato in Figura 2.17(percorsi blu), si cerca la
temperatura minima in grado di mantenere il regime di combustione mild clean, il cui
limite è identificato dal superamento della concentrazione massima di CO imposta nei fumi
(CO<50 ppm). La riduzione della temperatura media causa il rallentamento della velocità
di reazione che non consente una completa ossidazione prima dell’uscita dal bruciatore,
provocando un rapido peggioramento dell’efficienza di combustione con incremento delle
emissioni di monossido di carbonio.
Effettuando diverse prove di spegnimento a differenti valori del grado di ricircolo è
possibile definire il limite inferiore della mappa di funzionamento.
2.7.2 Spegnimento per controdiluizione
Le prove di spegnimento per controdiluizione permettono di stabilire il valore minimo di
KV per il quale si è in regime di funzionamento mild nel bruciatore rispettando le condizioni
imposte sulla concentrazione di NOx (<30 ppm) nei fumi di combustione. Quando si riduce
il grado di ricircolo, infatti, vengono meno quelli che sono i requisiti fondamentali affinché
il reattore lavori con combustione di tipo mild: la premiscelazione del comburente con i gas
combusti e un elevato grado di turbolenza interna. Al diminuire del grado di ricircolo,
ovvero al diminuire del grado di diluizione del sistema reagente, si assiste così ad un
progressivo aumento della concentrazione di ossidi di azoto nei fumi, in quanto ne vengono
sempre meno inibiti i meccanismi di formazione (i.e. la sempre più marcata disponibilità di
ossigeno in camera favorisce il meccanismo di formazione di tipo termico, cfr. Paragrafo
1.4). La prova inizia in modalità mild stabile, dopodiché si diminuisce progressivamente la
portata di aria primaria aumentando l’aria secondaria sino ad arrivare a valori di KV per i
quali le emissioni di NOx sono superiori ai 30 ppm; questa procedura viene effettuata a
diverse temperature medie in camera per identificare chiaramente la soglia. Il percorso di
spegnimento, rappresentato in Figura 2.17 in rosso, segue una retta obliqua discendente a
causa della diminuzione della temperatura media in camera dovuta alla riduzione della
frazione di aria preriscaldata in ingresso affiancata da una diminuzione della potenza
termica per bassi Kv.
91
2 Materiali e metodi
2.7.3 Limite superiore di temperatura
Il limite superiore di funzionamento del regime mild può essere individuato attraverso
prove che prevedono alte temperature in camera, che vengono raggiunte attraverso
l’incremento della potenza termica immessa tramite il combustibile e l’innalzamento del
valore di set point dei forni. Il punto di uscita dalla regione mild è identificato da quel
particolare valore di temperatura per il quale la concentrazione di NOx nei fumi supera il
limite di 30 ppm (percorso verde in Figura 2.17). Questo valore asintotico è indipendente
dal grado di ricircolo.
Figura 2.17: Percorsi seguiti durante le prove per l’identificazione dei limiti di funzionamento del
regime mild clean: spegnimento semplice (in blu), controdiluizione (in rosso), e incremento della
temperatura di prova (in verde).
2.8 Rilevazione dei profili di emissione e di temperatura
Un ulteriore prova sperimentale effettuata su tutti i combustibili analizzati prevede lo studio
delle emissioni ad una fissata potenza unitamente alla registrazione dei profili termici in
camera.
I profili di emissione consistono nella registrazione delle emissioni di ossidi di azoto nei
fumi variando il grado di ricircolo da un valore minimo di Kv=1,5 fino a Kv=9. Per
garantire la riproducibilità dei dati ottenuti la registrazione avviene andando sia ad
incrementare che a diminuire il grado di ricircolo, effettuando poi una media dei valori
ottenuti per ciascun Kv.
92
2 Materiali e metodi
A questa analisi si affianca lo studio dei profili termici in camera per alcuni Kv fissati (4,5 e
7), per visualizzare e comprendere gli effetti che la fluidodinamica e la composizione dei
reagenti hanno sulla reazione di ossidazione che avviene all’interno della camera, ad
esempio con l’osservazione della posizione del picco massimo di temperatura e del valore
assoluto della stessa. La prova viene effettuata muovendo lungo la coordinata assiale del
reattore le termocoppie poste sulla testa del reattore fino al raggiungimento della massima
profondità che risulta essere 25 cm per quelle denominate di fondo e 13 cm per quella di
testa. La corsa dei sensori parte da 5 cm dalla sommità del reattore e viene abbassata
simultaneamente di 2 cm per volta, in modo che siano tutti alla stessa altezza fino a quando
possibile. Quando una termocoppia arriva a fondo corsa si prosegue solo con le rimanenti.
Procedura simmetrica viene effettuata in risalita, in modo che la misura non sia influenzata
da eventuali variazioni del regime fluidodinamico indotte dalla presenza delle termocoppie
e da cambiamenti del contributo dell’irraggiamento per differenti fattori di vista. A ogni
profondità, dopo aver lasciato stabilizzare le condizioni interne, vengono rilevate le
temperature e mediati i valori in modo da ottenere un unico profilo che permette di
verificare la riproducibilità della prova e di avere misure più affidabili. Per maggiore
chiarezza in Figura 2.18 è raffigurato schematicamente la procedura per una termocoppia.
93
2 Materiali e metodi
Figura 2.18: Posizionamento di una termocoppia e della sonda di campionamento con appoggio in due
punti. È stata riportata una sola termocoppia per maggiore chiarezza nella rappresentazione.
94
3 Risultati e discussione
3 Risultati e discussione
Il lavoro di tesi svolto si è concentrato sull’analisi sperimentale della combustione senza
fiamma applicata ad idrocarburi liquidi di diversa natura e composizione; in particolare si è
valutata l’influenza della composizione del combustibile sulle grandezze che definiscono i
limiti di funzionamento della combustione mild.
Dopo alcune prove preliminari volte a confermare i risultati delle precedenti tesi [11,43] sul
comportamento del kerosene, l’interesse di questa campagna di prove si è focalizzato
sull’analisi dell’influenza di alcoli in miscela con kerosene in diverse proporzioni in modo
da poter riscontrare l’effetto dell’aggiunta di alcoli sulla sostenibilità di condizioni mild.
Nello specifico ci si è concentrati sull’impiego di alcoli a diverso peso e struttura
molecolare per valutare come la lunghezza di catena e la presenza di ramificazioni possano
condizionare i profili di emissioni e di temperatura entro il reattore.
Da ultimo si è indagata la possibilità di operare in condizioni mild impiegando come
combustibili liquidi miscele contenenti furani.
L’intera campagna di prove è riassunta nell’elenco che segue:
� Prove preliminari su kerosene
Volte a confe rmare le condizioni di combustione senza fiamma ottenute nei lavori di tesi
precedenti [11,43]. Sono stati analizzati a diverse potenze i profili di temperatura assiali
entro la camera di reazione, i profili di emissioni di NOx in funzione del grado di ricircolo
ed i limiti superiore ed inferiore della mappa di funzionamento.
� Prove su alcoli puri
Volte a studiare il comportamento in termini di emissioni di NOx, di temperatura in camera
di reazione a diverse potenze ed i limiti di funzionamento mild clean di diversi alcoli
variandone la lunghezza di catena e la struttura molecolare.
95
3 Risultati e discussione
� Prove su kerosene contenente una frazione variabile di alcoli
Volte ad indagare l’effetto della presenza di alcoli in miscela con kerosene sulle emissioni
di NOx, sui profili di temperatura in camera di combustione e sui limiti superiore ed
inferiore della mappa di funzionamento rispetto al combustibile puro.
� Prove su kerosene contenente frazioni variabili di furani
Volte a studiare l’influenza di furani in miscela con kerosene sulle grandezze caratteristiche
della combustione senza fiamma.
3.1 Verifica delle condizioni di transizione del bruciatore
Come discusso nel capitolo precedente il bruciatore non può essere avviato direttamente
con l’idrocarburo liquido, perciò occorre raggiungere le condizioni mild clean con solo
combustibile gassoso e, successivamente, effettuare una transizione a combustibile liquido.
Inizialmente, condizione identificata dallo 0% di alimentazione liquida, viene immesso solo
metano tramite l’ugello posto alla base della camera di combustione. Quando si alimenta il
liquido, invece, si utilizza il dispositivo di nebulizzazione inserito sul fianco della camera
[Paragrafo 2.3], pertanto in transizione si passa da una configurazione single-nozzle a
dual-nozzle [Paragrafo 2.5.2] fino al raggiungimento del 100% di alimentazione liquida al
termine della quale è attivo solo il sistema di nebulizzazione del combustibile liquido.
In Errore. L'origine riferimento non è stata trovata. e Errore. L'origine riferimento
non è stata trovata. sono mostrati gli andamenti delle emissioni di ossidi di azoto e delle
temperature medie in camera per le varie classi di combustibili studiati in fase di
transizione. In tutti i grafici che verranno mostrati, le emissioni di NOx sono riferite ai fumi
di combustione disidratati e con concentrazione di O2 normalizzata al 3% in volume.
96
3 Risultati e discussione
10
9
NO x [ppm]
8
7
Kerosene
6
1-Butanolo
5
1-Butanolo/kerosene
50:50
2-metilfurano/kerosene
80:20
4
3
2
1
0
0
20
40
60
80
100
% Combustibile liquido
Figura 3.1: NOx in funzione della percentuale di alcuni combustibili liquidi alimentati.
970
950
T media [°C]
Kerosene
930
1-Butanolo
1-Butanolo/kerosene
50:50
2-metilfurano/kerosene
80:20
910
890
870
0
20
40
60
80
100
% Combustibile liquido
Figura 3.2: Andamento delle temperature medie in camera in funzione della percentuale di alcuni
combustibili liquidi alimentati.
Variando le percentuali di co mbustibile nelle due fasi si può notare come i profili di
temperatura si mantengano circa costanti con uno scarto compreso tra 2 e 6 ºC per tutti i
composti, con una temperatura media di circa 915-920 ºC.
97
3 Risultati e discussione
Analogamente si riscontra un andamento comune per tutti i composti anche per quanto
riguarda le emissioni di ossidi di azoto. Nello specifico si nota una crescita monotona
all’aumentare della frazione di liquido, ed è verosimile che questo comportamento sia
legato all’intrinseca difficoltà di contattamento tra il comburente e l’idrocarburo che
comincia ad evaporare non appena entra in camera. È ragionevole pensare che nella zona
prossima al nebulizzatore vi sia una regione molto ricca di combustibile, dove non si
riescono a raggiungere quelle condizioni di miscelazione caratteristiche della mild
favorendo almeno in parte il meccanismo prompt NO x. Un'altra ipotesi per giustificare
l’aumento della concentrazione di ossidi di azoto durante la transizione è da ricercarsi nella
possibile ignizione del combustibile liquido prima che questo riesca a evaporare creando
localmente alte temperature che provocano un incremento del contributo thermal NOx [34].
Prendendo in considerazione il primo punto di funzionamento del reattore (Tabella 3.1)
con solo liquido a Kv=7 e Q=0,3 kW per ciascun composto. Si può vedere che nessuna
delle miscele analizzate presenta emissioni di NOx e CO superiori ai limiti definiti per la
combustione mild clean (30 ppm e 50 ppm rispettivamente) [10].
CO
NOx
T
[ppm]
[ppm]
[°C]
Kerosene
<1
5,49
915
1-Butanolo
<1
7,32
925
Isobutanolo
<1
5,26
916
Pentanolo
<1
6,36
910
Kerosene/2-Propanolo 50/50
<1
5,70
921
Kerosene/2-Propanolo 20/80
<1
5,78
927
Kerosene/1-Butanolo 50/50
<1
7,12
918
Kerosene/1-Butanolo 20/80
<1
7,33
914
Kerosene/2-Butanolo 50/50
<1
5,95
925
Kerosene/2-Butanolo 20/80
<1
7,51
935
Combustibile
98
3 Risultati e discussione
Kerosene/Isobutanolo 80/20
<1
5,98
923
Kerosene/Isobutanolo 50/50
<1
6,29
905
Kerosene/IsoButanolo 20/80
<1
5,12
913
Kerosene/2-Ottanolo 50/50
<1
3,66
911
Kerosene/2-Metilfurano 50/50
<1
7,57
920
Kerosene/2-Metilfurano 20/80
<1
7,44
913
Kerosene/2,5-Dimetilfurano 50/50
<1
18,88
929
Tabella 3.1:Emissioni e temperature medie in camera per i diversi combustibili puri e miscelati con
alcoli al primo punto di funzionamento con solo liquido.
3.2 Prove preliminari con kerosene
Lo studio del comportamento del kerosene puro in camera di combustione passa attraverso
l’osservazione delle grandezze misurabili a disposizione quali i profili assiali di temperatura
entro il reattore e la composizione dei gas effluenti.
Inizialmente è stato valutato l’effetto di un diverso rapporto di riciclo sul profilo di
temperatura lungo la coordinata assiale del reattore per diverse potenze termiche. I valori di
Kv scelti e confrontati, 4,5 e 7, sono rappresentativi di condizioni che possono considerarsi
di riferimento rispetto ad un comportamento mild: intorno ad un rapporto di riciclo pari a 7
il regime mild è completamente sviluppato mentre al di sotto del limite inferiore 4,5
iniziano a farsi sentire condizioni intermedie tra combustione tradizionale e mild, in
particolare per alte temperature medie di processo.
Nei grafici presi in considerazione in ascissa si riporta la temperatura media in camera,
mediata tra la termocoppia posta lungo l’asse del reattore e le termocoppie laterali poste ad
una distanza radiale pari a 14 mm; in ordinata viene indicata la distanza assiale dalla testa
del reattore presa come riferimento a 0 mm. La linea tratteggiata a 230 mm di profondità
rappresenta il punto di immissione del combustibile liquido attraverso il nebulizzatore.
Si nota in alcuni grafici una discontinuità dei profili in corrispondenza del punto di
alimentazione, causata dall’influenza della nebulizzazione sulla fluidodinamica, e degli
andamenti generali indipendenti dal quantitativo di combustibile alimentato.
99
3 Risultati e discussione
T media [°C]
750
800
850
900
950
1000
1050
0
50
Kv 7
Profondità [mm]
100
Kv 4,5
150
200
Q =0,3 [kW]
250
300
Figura 3.3: Profili di temperatura media per kerosene a potenza termica 0,3 kW al variare del Kv.
750
800
850
T media [°C]
900
950
1000
1050
0
Profondità [mm]
50
100
Kv 7
150
Kv 4,5
200
Q = 0,4 [kW]
250
300
Figura 3.4: Profili di temperatura per kerosene a potenza termica 0,4 kW al variare del Kv.
100
3 Risultati e discussione
T media [°C]
850
900
950
1000
1050
1100
0
Profondità [mm]
50
100
Kv 7
150
Kv 4,5
200
Q = 0,5 [kW]
250
300
Figura 3.5: Profili di temperatura per kerosene a potenza termica 0,5 kW al variare del Kv.
In Errore. L'origine riferimento non è stata trovata.-Errore. L'origine riferimento non
è stata trovata.-Errore. L'origine riferimento non è stata trovata. si riscontrano
andamenti a massimo delle temperature medie in camera per entrambi i valori di Kv, con
un avvicinamento del massimo verso la zona di nebulizzazione per bassi rapporti di
ricircolo.
Lo spostamento del picco di temperatura verso l’alto rispetto al punto di immissione del
combustibile liquido, per un rapporto di ricircolo maggiore, è dovuto alla maggiore
omogeneizzazione delle condizioni di reazione all’interno del reattore con temperature
medie che appaiono più uniformi lungo la coordinata assiale e con un profilo definito a
campana. La diminuzione del ricircolo dei gas combusti determina invece una zona di
reazione meno estesa e concentrata in prossimità del punto di nebulizzazione del
combustibile con un incremento del gradiente termico. Un maggior grado di ricircolo
corrisponde infatti ad un maggior richiamo di gas combusti, a cui consegue una
omogeneizzazione delle temperature e delle concentrazioni di radicali e specie stabili,
riducendo la possibilità di avere punti caldi e concentrazioni di ossigeno tali da
incrementare la formazione di thermal NOx.
L’aumento del Kv permette quindi di far evolvere il sistema verso condizioni che rendono
il reattore approssimabile al modello CSTR mentre, per valori di Kv bassi il
comportamento può essere maggiormente assimilabile a quello di un modello PFR.
101
3 Risultati e discussione
Si può notare per tutte le potenze uno spostamento del massimo di temperatura in
corrispondenza di una profondità compresa tra i 100 e 150 mm per Kv pari a 7 mentre per
Kv pari a 4,5 la posizione del massimo è compresa tra 200-230 mm dalla testa del reattore
per potenze pari a 0,3 e 0,4 kW, per una potenza pari a 0,5 kW si può notare (Errore.
L'origine riferimento non è stata trovata.) come i due profili siano quasi paralleli, con il
massimo posizionato in corrispondenza della stessa posizione ed il profilo a Kv inferiore
traslato verso temperature più basse [42]. Ciò si verifica poichè all’aumentare della potenza
termica si ha un maggior apporto di combustibile che richiede portate complessive di aria
superiori che comportano velocità maggiori che favorirebbero lo spostamento del massimo
verso l’alto anche per un basso Kv; inoltre le maggiori temperature a Kv elevato sarebbero
attribuibili al maggior quantitativo di aria primaria preriscaldata che viene alimentata al
bruciatore rispetto alla situazione a Kv inferiore.
Quanto appena detto è osservabile confrontando ora gli stessi profili a pari Kv in funzione
della potenza termica.
T media [°C]
750
800
850
900
950
1000
1050
1100
0
50
Q = 0,3 [kW]
100
Profondità [mm]
Q = 0,4 [kW]
150
Q = 0,5 [kW]
200
Kv 4,5
250
300
Figura 3.6: Confronto dei profili di temperatura per kerosene a Kv 4,5 al variare della potenza termica.
102
3 Risultati e discussione
T media [°C]
750
800
850
900
950
1000
1050
1100
0
50
Q = 0,3 [kW]
100
Profondità [mm]
Q = 0,4 [kW]
150
Q = 0,5 [kW]
200
Kv 7
250
300
Figura 3.7: Confronto dei profili di temperatura per kerosene a Kv 7 al variare della potenza termica.
In Errore. L'origine riferimento non è stata trovata.Errore. L'origine riferimento non
è stata trovata., indipendentemente dal Kv, i profili risultano traslati verso temperature
maggiori (Tabella 3.2) a causa del maggiore apporto di combustibile e il conseguente
aumento del calore complessivo di combustione.
Potenza
T media [°C]
T media [°C]
[kW]
Kv 4,5
Kv 7
0,3
914
914
0,4
948
955
0,5
1008
1019
Tabella 3.2: Valori di temperatura media del kerosene in funzione della potenza Q e del Kv.
Osservando Tabella 3.2, si può inoltre notare come, a pari potenza, i valori medi
rimangano circa inalterati rispetto al ricircolo poiché a variare è l’estensione della zona di
reazione e non l’intensità di combustione.
103
3 Risultati e discussione
Studiata l’influenza del ricircolo e della potenza termica sulla temperatura in camera, si
valuta l’effetto di tali grandezze sulle emissioni di NOx. Un generico profilo di emissioni
per il kerosene in funzione del grado di ricircolo è visibile in Errore. L'origine
riferimento non è stata trovata..
Al diminuire del grado di ricircolo si ha un progressivo aumento delle emissioni di ossidi di
azoto causato dalla minore diluizione dei reagenti con i gas esausti con conseguente
formazione di punti caldi dove il meccanismo thermal NOx acquista vigore. Inoltre il
minore ricircolo aerodinamico comporta una maggiore concentrazione di ossigeno che
incrementa le velocità di produzione di NOx, secondo quanto già descritto in precedenza.
In corrispondenza di alti Kv, fino ad un valore prossimo a 5, le emissioni rimangono circa
costanti, tra 7 e 9 ppm per poi iniziare una crescita dapprima lenta e, in prossimità di Kv=3,
quasi esponenziale. Ad un valore di Kv pari a circa 2 le concentrazioni in uscita dalla
camera di combustione raggiungono valori superiori al limite imposto per definire le
condizioni di funzionamento mild clean, ossia 30 ppm.
60
50
NO x [ppm]
40
30
Q=0,4 kW
20
10
0
0
2
4
6
8
10
Kv
Figura 3.8: Emissioni di NOx per kerosene in funzione del grado di ricircolo per potenza termica 0,4
kW.
Nel grafico si rappresentano anche le bande di errore. Gli scostamenti, per quanto variabili
da punto a punto, si mantengono comunque sempre contenuti e, nei grafici successivi, per
semplicità di raffigurazione, tali scarti sperimentali non verranno più riportati.
104
3 Risultati e discussione
Il confronto delle emissioni a differenti potenze termiche evidenzia uno spostamento dei
profili verso l'alto, in corrispondenza di valori superiori di concentrazioni di inquinanti
(Figura 3.9). La maggiore portata di combustibile porta ad un incremento delle temperature
medie in camera che aumentano la velocità delle reazioni responsabili del meccanismo
thermal NOx. Il Kv critico, oltre il quale le emissioni superano i 30 ppm, si innalza
passando dal valore 2 a circa 3 per una potenza di 0,5 kW. Anche i valori delle
concentrazioni in uscita dal reattore ad alti gradi di ricircolo subiscono un incremento,
portandosi da 7 a 8 ed infine a 11 ppm per le rispettive potenze: 0,3, 0,4 e 0,5 kW.
60
50
NO x [ppm]
40
Q = 0,3 [kW]
30
Q = 0,4 [kW]
20
Q = 0,5 [kW]
10
0
0
2
4
6
8
10
Kv
Figura 3.9: Profilo di emissioni di kerosene in funzione del grado di ricircolo per diversi valori della
potenza termica.
3.3 Comportamento di alcoli puri
Indagati i profili di temperatura entro il reattore e le emissioni di NOx del kerosene, si è
passati a prendere in considerazione il comportamento degli alcoli puri. Nello specifico ci si
è concentrati su 1-butanolo, isobutanolo e 1-pentanolo.
Preliminarmente si sono confermate le precedenti considerazioni sul kerosene tramite un
analisi completa dell’1-butanolo.
Valutando per ciascuna potenza i profili di temperatura in camera a Kv=4,5 e Kv=7 si può
notare, analogamente al kerosene, uno spostamento a basse potenze (Q=0,3 kW) del picco
105
3 Risultati e discussione
di temperatura verso la zona di nebulizzazione per rapporti di ricircolo bassi e, per potenze
maggiori, la conferma del profilo a campana dovuto, come già spiegato precedentemente
[Paragrafo 3.2], alle maggiori portate complessive e quindi alle maggiori velocità che
favoriscono l’omogeneizzazione del profili termici anche per bassi Kv. (Figura 3.10Figura
3.11-Figura 3.12-Figura 3.13).
T media [°C]
750
800
850
900
950
1000
1050
1100
0
Profondità [mm]
50
Kv 4,5
100
Kv 7
150
200
Q=0,3 kW
250
300
Figura 3.10: Profili di temperatura media per 1-butanolo a potenza termica 0,3 kW al variare del Kv.
T media [°C]
750
800
850
900
950
1000
1050
1100
0
Profondità [mm]
50
100
Kv 4,5
Kv 7
150
200
Q=0,4 kW
250
300
Figura 3.11: Profili di temperatura media per 1-butanolo a potenza termica 0,4 kW al variare del Kv.
106
3 Risultati e discussione
T media [°C]
750
800
850
900
950
1000
1050
1100
1150
0
Profondità [mm]
50
100
Kv 4,5
Kv 7
150
200
Q=0,5 kW
250
300
Figura 3.12: Profili di temperatura media per 1-butanolo a potenza termica 0,5 kW al variare del Kv.
T media [°C]
750
800
850
900
950
1000
1050
1100
1150
0
profondità [mm]
50
100
Kv 4,5
Kv 7
150
200
Q=0,55 kW
250
300
Figura 3.13: Profili di temperatura media per 1-butanolo a potenza termica 0,55 kW al variare del Kv.
Si è poi deciso, sempre per l’1-butanolo, di aumentare la potenza termica fino alle massime
potenze possibili per ciascun Kv, rispettivamente 0,55 kW a Kv=7 e 0.7 kW a Kv=4,5.
107
3 Risultati e discussione
T media [°C]
750
800
850
900
950
1000
1050
1100
1150
0
Profondità [mm]
50
Q = 0,3 KW
100
Q = 0,4 kW
Q = 0,5 kW
150
Q = 0,55 kW
200
Kv 7
250
300
Figura 3.14: Confronto dei profili di temperatura per 1-butanolo a Kv 7 al variare della potenza
termica.
T media [°C]
750
800
850
900
950 1000 1050 1100 1150 1200 1250
0
Profondità [mm]
50
Q = 0,3 kW
Q = 0,4 KW
Q = 0,5 kW
Q = 0,55 kW
Q = 0,6 kW
Q = 0,7 kW
100
150
200
Kv 4,5
250
300
Figura 3.15: Confronto dei profili di temperatura per 1-butanolo a Kv 4,5 al variare della potenza
termica.
Tali misurazioni, nei limiti della strumentazione sperimentale a disposizione, permettono di
evidenziare come, indipendentemente dal valore del Kv, la potenza minima indagata in
corrispondenza della quale il massimo di temperatura inizia a mantenersi a profondità circa
inalterata (intorno a 150 mm) sia 0,4 kW (Figura 3.14Figura 3.15).
108
3 Risultati e discussione
Inoltre, sempre in Figura 3.14Figura 3.15, si nota come i profili risultino traslati verso
maggiori temperature all’aumentare della potenza. Ciò è in linea con le nostre aspettative
poiché, per poter effettuare queste variazioni, è stata aumentata la portata di 1-butanolo in
ingresso ed è quindi ovvio che si liberi maggior calore a cui segue un aumento della
temperatura. A conferma e per maggior chiarezza in Tabella 3.3 si può notare come
incrementi di potenza costanti portano ad aumenti della temperatura media compresi tra un
minimo di 30°C ed un massimo di 60°C in più.
Potenza
T media [°C]
T media [°C]
[kW]
Kv 4,5
Kv 7
0,3
919
914
0,4
950
961
0,5
1011
1037
0,55
1034
1058
0,6
1050
-
0,7
1114
-
Tabella 3.3: Valori di temperatura media dell’1-butanolo in funzione della potenza Q e del Kv.
Rispetto ai valori riportati in Tabella 3.2 per il kerosene, alle potenze maggiori le
temperature medie sembrano essere più sensibili al variare del Kv con una variazione
massima dei valori di 26°C contro gli 11°C del kerosene.
A conclusione, in Figura 3.16, si può vedere come anche le emissioni di NOx aumentino
con l’incremento della potenza termica. La portata di combustibile più elevata porta ad
avere una maggiore possibilità di avere punti caldi nella camera di reazione che provocano
la formazione di ossidi di azoto con meccanismo thermal NOx. Un maggiore aumento si
verifica nello specifico per Q=0,5 kW, a conferma della maggiore temperatura media
riscontrata nei profili in camera. Inoltre per tale potenza, analogamente ai profili del
kerosene (Figura 3.9), si può notare una maggiore sensibilità delle emissioni al variare del
ricircolo per valori inferiori a Kv=3.
109
3 Risultati e discussione
80
70
NO x [ppm]
60
50
40
Q = 0,3 kW
30
Q = 0,4 kW
20
Q = 0,5 kW
10
0
0
2
4
6
8
10
Kv
Figura 3.16: Profilo di emissioni di 1-butanolo in funzione del grado di ricircolo per diversi valori della
potenza termica.
Concluso lo studio sull’1-butanolo, si è passati a studiare ad una fissata potenza (Q=0,4
kW) il comportamento dell’1-pentanolo, un alcol a maggior peso molecolare ma con
analoga struttura chimica, e dell’isobutanolo, per valutare gli effetti della presenza di una
ramificazione nella struttura molecolare sugli andamenti dei profili di temperatua e sulle
emissioni di NOx. I risultati sono stati confrontati con quelli precedentemente ottenuti per il
kerosene e per l’1-butanolo. In Figura 3.17 sono riportati i profili di temperatura a Kv=7
per kerosene, 1-butanolo, isobutanolo e 1-pentanolo. Si vede come tutti i combustibili presi
in considerazione presentino un comportamento analogo al di là della lunghezza di catena o
della struttura molecolare. Nello specifico risulta confermato il tipico andamento dei profili
di temperatura a campana, caratteristico di un alto rapporto di ricircolo, con un massimo di
temperatura tra i 130 e i 150 mm di profondità.
Il reattore, se operante in regime mild, non sembra dunque risentire della diversa lunghezza
della catena idrocarburica, della presenza di un gruppo ossidrile e della diversa temperatura
di ebollizione del combustibile utilizzato, che potrebbe portare ad uno spostamento della
zona di reazione con conseguente variazione del profilo termico in camera di combustione.
110
3 Risultati e discussione
750
800
850
T media [°C]
900
950
1000
1050
0
Profondità [mm]
50
1-butanolo
100
isobutanolo
1-pentanolo
150
kerosene
200
Kv 7
250
300
Figura 3.17: Confronto dei profili di temperatura per kerosene, 1-butanolo, isobutanolo e 1-pentanolo a
Kv 7 ad uguale potenza termica (0,4 kW).
Si è quindi analizzata l’influenza del rapporto di ricircolo sull’uniformità dei profili di
temperatura al fine di verificare se una minor estensione della zona di reazione,
corrispondente ad un minor Kv, evidenziasse eventuali discrepanze comportamentali. In
Figura 3.18 sono riportati i profili di temperatura per kerosene, 1-butanolo, isobutanolo e
1-pentanolo a Kv=4,5. Come nei precedenti casi, a meno di qualche discrepanza, essi
presentano un comportamento analogo a quello del kerosene. Si evidenzia quanto detto
anche in Tabella 3.4.
111
3 Risultati e discussione
750
800
850
T media [°C]
900
950
1000
1050
0
Profondità [mm]
50
1-butanolo
100
isobutanolo
1-pentanolo
150
kerosene
200
Kv 4,5
250
300
Figura 3.18: Confronto dei profili di temperatura per kerosene, 1-butanolo, isobutanolo e 1-pentanolo a
Kv 4,5 ad uguale potenza termica (0,4 kW).
Combustibile
T media [°C]
T media [°C]
Kv 4,5
Kv 7
1-butanolo
950
961
isobutanolo
942
941
1-pentanolo
940
946
kerosene
948
955
Tabella 3.4: Valori di temperatura media per diversi composti a una fissata potenza Q=0,4 kW.
Confermata l’insensibilità dei profili di temperatura rispetto ai combustibili puri analizzati,
si sono confrontate le emissioni di NOx dei vari combustibili per vederne un'eventuale
variabilità a pari condizioni di temperatura in camera.
In Figura 3.19 si vede come kerosene, 1-butanolo, isobutanolo e 1-pentanolo ad alti Kv
abbiano comportamenti analoghi, evidenziati da profili paralleli, pur essendo composti
molto diversi sia per caratteristiche fisiche e chimiche. A partire da Kv=3,5 si nota una
comune crescita esponenziale delle emissioni. Per Kv inferiori a 3 i profili sembrano
divergere; la curva inferiore in questo caso è quella dell'alcol ramificato, mentre la curva
più alta sembrerebbe essere quella del kerosene. La minore concentrazione di ossidi nocivi
112
3 Risultati e discussione
per il composto ramificato potrebbe essere dovuta alla maggiore stabilità chimica del
componente e alla sua superiore volatilità; l'isobutanolo ha infatti numero di ottano
superiore e può perciò formare, in fase di combustione, radicali terziari che sono più stabili
rispetto ai primari caratteristici delle catene lineari. E' quindi possibile avere una
vaporizzazione più facile ed una velocità di diffusione delle molecole maggiore di quella di
reazione, scongiurando la formazione di ossidi di azoto dovuta al meccanismo prompt,
caratterizzato da una zona ad alta concentrazione di combustibile.
50
45
40
NO x [ppm]
35
30
1-butanolo
25
isobutanolo
20
1-pentanolo
15
kerosene
10
5
0
0
2
4
6
8
10
Kv
Figura 3.19: Emissioni di NOx per kerosene, 1-butanolo, isobutanolo e 1-pentanolo in funzione del
grado di ricircolo a pari potenza termica (0,4 kW)
3.4 Comportamento di alcoli in miscela
Riscontrata una scarsa influenza sulle condizioni di combustione mild non solo delle
proprietà del combustibile quali composizione, peso molecolare, rapporto H/C, ma anche
della presenza di un gruppo ossidrile, si è deciso di approfondire e valutare il
comportamento del kerosene in miscela con diversi alcoli.
Inizialmente si è indagato il comportamento di una miscela di riferimento, 1-butanolo
kerosene, valutando, ove possibile, per ciascuna potenza i profili di temperatura in camera a
Kv=4,5 e Kv=7 (Figura 3.20Figura 3.21) e, successivamente, paragonando tali andamenti
per le varie potenze (Figura 3.22Figura 3.23), allo scopo di determinare se vi siano
variazioni delle condizioni di combustione impiegando miscele.
113
3 Risultati e discussione
T media [°C]
750
800
850
900
950
1000
1050
1100
0
Profondità [mm]
50
100
Kv 4,5
Kv 7
150
200
Q = 0,4 kW
250
300
Figura 3.20: Profili di temperatura media per 1-butanolo-kerosene 50:50 a potenza termica 0,4 kW al
variare del Kv.
T media [°C]
750
800
850
900
950
1000 1050 1100 1150 1200
0
Profondità [mm]
50
Kv 4,5
100
Kv 7
150
200
Q = 0,5 kW
250
300
Figura 3.21: Profili di temperatura media per 1-butanolo-kerosene 50:50 a potenza termica 0,4 kW al
variare del Kv.
114
3 Risultati e discussione
T media [°C]
750
800
850
900
950 1000 1050 1100 1150 1200
0
Profondità [mm]
50
100
Q = 0,4 kW
Q = 0,5 kW
150
200
Kv 7
250
300
Figura 3.22: Confronto dei profili di temperatura per 1-butanolo-kerosene 50:50 a Kv 7 al variare della
potenza termica.
T media [°C]
750 800 850 900 950 1000 1050 1100 1150 1200 1250
0
Profondità [mm]
50
Q = 0,4 kW
100
Q = 0,5 kW
Q = 0,6 kW
150
Q = 0,7 kW
200
Kv 4,5
250
300
Figura 3.23: Confronto dei profili di temperatura per 1-butanolo-kerosene 50:50 a Kv 4,5 al variare
della potenza termica.
Potenza
T media [°C]
T media [°C]
[kW]
Kv 4,5
Kv 7
0,4
969
954
0,5
1013
1015
0,6
1068
-
115
3 Risultati e discussione
0,7
1126
-
Tabella 3.5: Temperature medie di una miscela 1-butanolo-kerosene 50:50 in funzione della potenza Q
e del Kv.
Confermati i risultati generali dei paragrafi precedenti, si è passati a studiare singolarmente
ciascun alcool variandone la quantità in miscela dal 50% all’80% in volume.
Per ogni combustibile considerato, a una potenza costante Q=0,4 kW, dapprima si sono
determinati i profili di temperatura a due diversi Kv (7 e 4,5), successivamente si sono
rappresentati i valori di NOx in funzione del rapporto di ricircolo.
Questa analisi è stata svolta in maniera approfondita per i seguenti alcoli: 1-butanolo, 2butanolo, isobutanolo.
T media [°C]
750
800
850
900
950
1000
1050
1100
0
Profondità [mm]
50
1-butanolo/kerosene
50:50
kerosene
100
150
1-butanolo
200
Kv 7
250
300
Figura 3.24: Confronto dei profili di temperatura per kerosene e 1-butanolo puri e in miscela a Kv 7 ad
uguale potenza termica (0,4 kW).
116
3 Risultati e discussione
T media [°C]
750
800
850
900
950
1000
1050
1100
0
1-butanolo/kerosene
50:50
1-butanolo/kerosene
80:20
kerosene
Profondità [mm]
50
100
150
1-butanolo
200
Kv 4.5
250
300
Figura 3.25: Confronto dei profili di temperatura per kerosene e 1-butanolo puri e in miscela a Kv 4,5
ad uguale potenza termica (0,4 kW).
Combustibile
T media [°C]
T media [°C]
Kv 4,5
Kv 7
1-butanolo
950
961
1-butanolo/kerosene 50:50
969
953
1-butanolo/kerosene 80:20
981
979
kerosene
948
955
Tabella 3.6: Valori di temperatura media per diversi composti a una fissata potenza Q=0,4
kW.
In Figura 3.24Figura 3.25 si è preso in considerazione l’1-butanolo. Si può notare come la
presenza dell’alcool non influenzi in modo apprezzabile le condizioni di combustione anche
al variare della frazione volumetrica; i profili mantengono la stessa forma e lo stesso punto
di massimo in prossimità di 130 mm, in linea con quanto ottenuto per i rispettivi composti
puri. Viceversa per quanto riguarda i valori medi di temperatura in camera si nota a bassi
Kv un piccolo incremento all’aumentare della percentuale di alcool in miscela (Tabella
3.6).
Si sono quindi indagati tali effetti sulle emissioni di NOx.
117
3 Risultati e discussione
60
50
NO x [ppm]
40
kerosene
30
1-butanolo/kerosene 50:50
1-butanolo/kerosene 80:20
20
1-butanolo
10
0
0
1
2
3
4
5
Kv
6
7
8
9
10
Figura 3.26:Emissioni di NOx per kerosene e 1-butanolo puri e in miscela in funzione del grado di
ricircolo a pari potenza termica (0,4 kW).
In Figura 3.26 si nota uno scostamento delle emissioni del kerosene da quelle in miscela
con l’alcool. Nello specifico per alti Kv le concentrazioni di NOx in uscita dalla camera di
reazione aumentano leggermente in presenza di 1-butanolo, a prescindere dalla percentuale
presente in miscela. L’alcool, più volatile, potrebbe dunque influire sulla cinetica di
combustione finché i reagenti sono molto diluiti, mentre a bassi Kv la formazione di punti
caldi prende il sopravvento sul contributo dell’alcool e le curve risultano sostanzialmente
sovrapposte.
Le stesse prove sono state ripetute anche per il 2-butanolo e l’isobutanolo, allo scopo di
valutare se variando la posizione del gruppo ossidrilico e in presenza di ramificazione vi
siano i medesimi andamenti.
118
3 Risultati e discussione
T media [°C]
750
800
850
900
950
1000
1050
1100
Profondità [mm]
0
50
2-butanolo/kerosene
50:50
100
2-butanolo/kerosene
80:20
150
kerosene
200
Kv 7
250
300
Figura 3.27: Confronto dei profili di temperatura per kerosene puro e in miscela con 2-butanolo a
Kv=7 a potenza termica Q=0,4 kW.
T media [°C]
750
800
850
900
950
1000
1050
1100
0
Profondità [mm]
50
2-butanolo/kerosene
50:50
2-butanolo/kerosene
80:20
kerosene
100
150
200
Kv 4.5
250
300
Figura 3.28: Confronto dei profili di temperatura per kerosene puro e in miscela con 2-butanolo a
Kv=4,5 a potenza termica Q=0,4 kW.
119
3 Risultati e discussione
Combustibile
T media [°C]
T media [°C]
Kv 4.5
Kv 7
2-butanolo/kerosene 50:50
965
967
2-butanolo/kerosene 80:20
974
975
Kerosene
948
955
Tabella 3.7: Valori di temperatura media per diversi composti a una fissata potenza Q=0,4 kW
60
50
NO x [ppm]
40
kerosene
30
2-butanolo/kerosene
50:50
2-butanolo/kerosene
80:20
20
10
0
0
2
4
6
8
10
Kv
Figura 3.29: Emissioni di NOx per kerosene puro e in miscela con 2-butanolo in funzione del grado di
ricircolo a pari potenza termica (0,4 kW).
750
800
850
T media [°C]
900
950
1000
1050
1100
0
isobutanolo/kerosene
50:50
isobutanolo/kerosene
80:20
kerosene
Profondità [mm]
50
100
isobutanolo/kerosene
20:80
isobutanolo
150
200
Kv 7
250
300
Figura 3.30: Confronto dei profili di temperatura per kerosene e isobutanolo puri e in miscela a Kv=7 a
potenza termica Q=0,4 kW.
120
3 Risultati e discussione
750
800
850
T media [°C]
900
950
1000
1050
1100
0
isobutanolo/kerosene
50:50
isobutanolo/kerosene
80:20
kerosene
Profondità [mm]
50
100
isobutanolo/kerosene
20:80
isobutanolo
150
200
Kv 4,5
250
300
Figura 3.31: Confronto dei profili di temperatura per kerosene e isobutanolo puri e in miscela a Kv=4,5
a potenza termica Q=0,4 kW.
Combustibile
T media [°C]
T media [°C]
Kv 4,5
Kv 7
isobutanolo
942
941
isobutanolo/kerosene 20:80
944
957
isobutanolo/kerosene 50:50
945
956
isobutanolo/kerosene 80:20
941
950
Kerosene
948
955
Tabella 3.8: Valori di temperatura media per diversi composti a una fissata potenza Q=0,4 kW.
121
3 Risultati e discussione
60
kerosene
50
isobutanolo/kerosene
50:50
isobutanolo/kerosene
80:20
isobutanolo/kerosene
20:80
isobutanolo
NO x [ppm]
40
30
20
10
0
0
2
4
6
8
10
Kv
Figura 3.32: Emissioni di NOxper kerosene e isobutanolo puri e in miscela in funzione del grado di
ricircolo a potenza termica Q=0,4 kW.
I grafici di Figura 3.27Figura 3.28Figura
Figura 3.30Figura
Figura 3.31 confermano quanto già
ottenuto e discusso per l’1-butanolo per i profili di temperatura. Anche variando il tipo di
alcool e la sua frazione volumetrica le condizioni in camera rimangono immutate. Per
quanto riguarda le emissioni infine si può vedere da Figura 3.29Figura 3.32 come, quanto
riscontrato in precedenza risulti meno evidente con l’aumentare della ramificazione
all’interno della molecola. Si nota infatti un minor scostamento rispetto all’1-butanolo per il
2-butanolo ma non per l’isobutanolo. In quest’ultimo caso infatti la miscela dell’alcool con
il kerosene non sembra influenzare le emissioni di NOx anche per elevati valori di Kv.
Questa conclusione risulta essere in linea con quanto già affermato precedentemente
durante lo studio dell’isobutanolo puro [Paragrafo 3.3]. A tal proposito si è approfondito
ulteriormente lo studio di questo composto indagando i profili e le emissioni per
l’isobutanolo in miscela sempre con il kerosene ma con una percentuale minore di alcool,
pari al 20%. Tali prove ulteriori hanno confermato quanto già ottenuto: la presenza di una
ramificazione all’interno della catena idrocarburica stabilizza il radicale isobutilico,
aumentando la velocità di propagazione e conseguentemente diminuendo i picchi di
concentrazione di combustibile causa del meccanismo prompt NOx.
Concluso lo studio dei C4 si è preso in considerazione il 2-propanolo e il 2-ottanolo al fine
di integrare i risultati già ottenuti con quelli ottenuti utilizzando due alcoli con una
differenza più marcata di lunghezza di catena.
122
3 Risultati e discussione
T media [°C]
750
800
850
900
950
1000
1050
1100
0
kerosene
Profondità [mm]
50
2-propanolo/kerosene
50:50
2-propanolo/kerosene
80/20
100
150
200
Kv 7
250
300
Figura 3.33: Confronto dei profili di temperatura per kerosene puro e in miscela con 2-propanolo a
Kv=7 a potenza termica Q=0,4 kW.
T media [°C]
750
800
850
900
950
1000
1050
1100
0
kerosene
Profondità [mm]
50
2-propanolo/kerosene
50:50
2-propanolo/kerosene
80:20
100
150
200
Kv 4.5
250
300
Figura 3.34: Confronto dei profili di temperatura per kerosene puro e in miscela con 2-propanolo a
Kv=4,5 a potenza termica Q=0,4 kW.
Combustibile
T media [°C]
T media [°C]
Kv 4.5
Kv 7
2-propanolo/kerosene 50:50
950
951
2-propanolo/kerosene 80:20
960
963
Kerosene
948
955
Tabella 3.9: Valori di temperatura media per diversi composti a una fissata potenza Q=0,4 kW.
123
3 Risultati e discussione
60
50
NO x [ppm]
40
kerosene
30
20
2-propanolo/kerosene
50:50
10
2-propanolo/kerosene
80:20
0
0
2
4
6
8
10
Kv
Figura 3.35: Emissioni di NOx per kerosene puro e in miscela con 2-propanolo in funzione del grado di
ricircolo a potenza termica Q=0,4 kW.
Combustibile
T media [°C]
T media [°C]
Kv 4,5
Kv 7
2-ottanolo/kerosene 50:50
985
1002
Kerosene
948
955
Tabella 3.10: Valori di temperatura media per diversi composti a una fissata potenza Q=0,4 kW.
60
50
NO x [ppm]
40
30
kerosene
20
2-ottanolo/kerosene
50:50
10
0
0
2
4
6
8
10
Kv
Figura 3.36: Emissioni di NOx per kerosene puro e in miscela con 2-ottanolo in funzione del grado di
ricircolo a potenza termica Q=0,4 kW
124
3 Risultati e discussione
Dall’analisi dei profili termici in camera (Figura 3.33Figura 3.34) e delle temperature
medie (Tabelle 3.9-3.10) non si notano particolari variazioni. Anche per le emissioni in
Figura 3.36 il 2-ottanolo mostra un comportamento analogo ai precedenti alcoli lineari
analizzati. Viceversa in Figura 3.35 il 2-propanolo non evidenzia variazioni dal kerosene
puro, esattamente come già ottenuto per l’isobutanolo. La presenza di un radicale più
stabile grazie alla particolare simmetria della molecola aumenta la velocità di propagazione,
favorendo l’omogeneizzazione in camera e diminuendo gli NOx anche per elevati Kv.
Definiti i profili di emissioni e di temperatura sia per combustibili puri che per miscele
kerosene alcool si è passati a paragonare tra di loro le varie miscele a pari frazione
volumetrica, allo scopo di andare ad indagare ulteriormente l’influenza del tipo di alcool sui
risultati generali.
750
800
850
T media [°C]
900
950
1000
1050
1100
0
kerosene
Profondità [mm]
50
1-butanolo/kerosene
50:50
2-butanolo/kerosene
50:50
isobutanolo/kerosene
50:50
2-propanolo/kerosene
50:50
100
150
200
Kv 7
250
300
Figura 3.37: Confronto dei profili di temperatura per kerosene puro e in miscela 50:50 con vari alcoli a
Kv=7 e potenza termica Q=0,4 kW.
125
3 Risultati e discussione
750
800
850
T media [°C]
900
950
1000
1050
1100
0
kerosene
Profondità [mm]
50
1-butanolo/kerosene
50:50
2-butanolo/kerosene
50:50
isobutanolo/kerosene
50:50
2-propanolo/kerosene
50:50
100
150
200
Kv 4.5
250
300
Figura 3.38: Confronto dei profili di temperatura per kerosene puro e in miscela 50:50 con vari alcoli a
Kv=4,5 e potenza termica Q=0,4 kW.
Combustibile
T media [°C]
T media [°C]
Kv 4,5
Kv 7
1-butanolo/kerosene 50:50
969
953
2-butanolo/kerosene 50:50
965
967
isobutanolo/kerosene 50:50
945
956
2-propanolo/kerosene 50:50
950
951
kerosene
948
955
Tabella 3.11: Temperature medie per diversi composti a una fissata potenza Q=0,4 kW.
126
3 Risultati e discussione
60
50
kerosene
40
NO x [ppm]
1-butanolo/kerosene 50:50
30
2-butanolo/kerosene 50:50
2-propanolo/kerosene 50:50
20
2-ottanolo/kerosene 50:50
10
isobutanolo-kerosene 50:50
0
0
2
4
6
8
10
Kv
Figura 3.39:Emissioni di NOxper kerosene puro e in miscela 50:50 con vari alcoli in funzione del grado
di ricircolo a potenza termica Q=0,4 kW.
In Figura 3.37-Figura 3.38-Figura 3.39 sono riassunti gli andamenti dei profili di
temperatura in camera e delle emissioni di NOx al variare del grado di ricircolo per tutti gli
alcoli studiati in miscela 50:50 con kerosene. Ancora una volta si nota come anche variando
il tipo di alcool non si riscontrano differenze apprezzabili nel comportamento della miscela
studiata. La presenza di una percentuale fissa di alcoli non sembra influenzare dunque il
meccanismo di formazione dei thermal NOx. Viceversa dall’analisi della struttura
molecolare degli alcoli si nota come, diminuendo la lunghezza di catena, e quindi
aumentando la percentuale di ossigeno nella molecola, ed aumentando la ramificazione e la
simmetria molecolare si nota una parziale diminuzione delle emissioni. Nello specifico il
comportamento delle miscele si avvicina sempre di più a quello del kerosene puro nel
passare rispettivamente dal 2-ottanolo al 1-butanolo, 2-butanolo, 2-propanolo, isobutanolo.
Successivamente si è variata la percentuale di alcool in miscela, portandola all'80%. In
Figura 3.40Figura 3.41Figura 3.42 si riportano i profili di temperatura per le diverse
miscele kerosene alcool 80:20 a Kv 4,5 e 7, le rispettive emissioni di ossi di azoto ed in
Tabella 3.12 le temperature medie in camera di coombustione. Aumentando la quantità di
alcool non si notano sostanziali variazioni rispetto ai comportamenti già osservati per le
miscele kerosene alcool 50:50. Ancora una volta si conferma l’ininfluenza della quantità di
alcool sulle condizioni di reazione in regime di combustione mild.
127
3 Risultati e discussione
750
800
850
T media [°C]
900
950
1000
1050
1100
0
kerosene
Profondità [mm]
50
1-butanolo/kerosene
80:20
2-butanolo/kerosene
80:20
isobutanolo/kerosene
80:20
2-propanolo/kerosene
80:20
100
150
200
Kv 7
250
300
Figura 3.40: Confronto dei profili di temperatura per kerosene puro e in miscela 80:20 con vari alcoli a
Kv=7 e potenza termica Q=0,4 kW.
750
800
850
T media [°C]
900
950
1000
1050
1100
0
kerosene
Profondità [mm]
50
1-butanolo/kerosene
80:20
2-butanolo/kerosene
80:20
isobutanolo/kerosene
80:20
2-propanolo/kerosene
80:20
100
150
200
Kv 4.5
250
300
Figura 3.41: Confronto dei profili di temperatura per kerosene puro e in miscela 80:20 con vari alcoli a
Kv=4,5 e potenza termica Q=0,4 kW.
Combustibili
T media [°C]
T media [°C]
Kv 4,5
Kv 7
1-butanolo/kerosene 80:20
981
979
2-butanolo/kerosene 80:20
974
975
128
3 Risultati e discussione
isobutanolo/kerosene 80:20
941
950
2-propanolo/kerosene 80:20
960
963
kerosene
948
955
Tabella 3.12: Temperature medie per diversi composti a una fissata potenza Q=0,4 kW.
60
50
NO x [ppm]
kerosene
40
1-butanolo/kerosene 80:20
30
2-butanolo/kerosene 80:20
20
2-propanolo/kerosene 80:20
isobutanolo-kerosene 80:20
10
0
0
2
4
6
8
10
Kv
Figura 3.42:Emissioni di NOx per kerosene puro e in miscela 80:20 con vari alcoli in funzione del grado
di ricircolo a potenza termica Q=0,4 kW.
3.5 Comportamento di furani in miscela
Conclusa l’analisi degli alcoli si è passati all’analisi del comportamento di altri
biocombustibili in miscela con kerosene, considerando nello specifico il 2-metilfurano e il
2,5-dimetilfurano.
Nel corso della sperimentazione si è prima scelto di valutare il comportamento del 2metilfurano miscelato in diverse percentuali con kerosene, rispettivamente 50:50 e 80:20,
per determinare anche in questo caso un eventuale effetto sulle condizioni di combustione
della presenza di diverse percentuali di biocombustibile. In seguito, si è considerata una
miscela 50:50 di 2,5-dimetilfurano e kerosene, per verificare eventuali variazioni di
comportamento con l’utilizzo di un biocombustibile caratterizzato da una struttura
molecolare più simmetrica.
129
3 Risultati e discussione
850
900
T media [°C]
950
1000
1050
1100
0
2-metilfutano/kerosene 50:50
50
Profondità [mm]
2-metilfurano/kerosene 80:20
100
kerosene
150
2,5 dimetilfurano/kerosene
50:50
200
Kv 7
250
300
Figura 3.43: Confronto dei profili di temperatura per kerosene puro e in miscela a diverse percentuali
con alcuni furani a Kv=7 e potenza termica Q=0,4 kW.
800
850
T media [°C]
900
950
1000
1050
0
2-metilfurano/kerosene 50:50
50
Profondità [mm]
2-metifurano/kerosene 80:20
100
kerosene
150
2,5-dimetilfurano/kerosene
50:50
200
Kv 4,5
250
300
Figura 3.44: Confronto dei profili di temperatura per kerosene puro e in miscela a diverse perce ntuali
con alcuni furani a Kv=4,5 e potenza termica Q=0,4 kW
Combustibile
T media [°C]
T media [°C]
Kv 4,5
Kv 7
2-metilfurano/kerosene 80:20
927
981
2-metilfurano/kerosene 50:50
935
969
2,5-dimetilfurano/kerosene 50:50
963
971
130
3 Risultati e discussione
kerosene
948
955
Tabella 3.13: Valori di temperatura media per diversi composti a una fissata potenza Q=0,4 kW.
In Figura 3.43Figura 3.44 si riportano gli andamenti dei profili di temperatura in camera
di reazione. Anche per questa classe di miscele gli andamenti generali risultano confermati
e si nota solo un leggero aumento delle temperature medie con l’utilizzo del 2,5dimetilfurano. Temperature maggiori che evidenziano un’influenza sui valori delle
emissioni di NOx.
50
45
40
2-metilfurano/kerosene
50:50
2-metilfurano/kerosene
80:20
2,5-dimetilfurano/kerosene
50:50
kerosene
NOx [ppm]
35
30
25
20
15
10
5
0
0
2
4
6
8
10
Kv
Figura 3.45:Emissioni di NOx per kerosene puro e in miscela a diverse percentuali con alcuni furani in
funzione del grado di ricircolo a potenza termica Q=0,4 kW.
In Figura 3.45 si nota un deciso aumento delle emissioni con l’introduzione dei furani in
miscela rispetto al caso del kerosene puro. Nello specifico per il 2-metilfurano si nota un
aumento delle concentrazioni di NOx per Kv superiori a 3 indipendentemente dalla
percentuale di biocombustibile presente in miscela. Si riscontra quindi un comportamento
analogo a quello già notato con le miscele di alcoli, il furano, più volatile, potrebbe influire
sulla dinamica di formazione degli inquinanti finché i gas sono omogeneizzati, mentre a
bassi Kv la formazione di punti caldi prende il sopravvento sul contributo del furano e le
curve vanno a sovrapporsi. Nel caso specifico la volatilità del furano risulta essere ancora
maggiore di quella degli alcoli, da qui l’abbassamento del Kv “critico” in cui si inizia a
notare l’aumento di emissioni da Kv 4,5 a circa 3.
131
3 Risultati e discussione
Viceversa sostanzialmente differente risultano essere i valori di emissioni di ossidi di azoto
per la miscela 2,5-dimetilfurano kerosene. In questo caso sebbene risulti confermato
l’andamento esponenziale delle emissioni al diminuire del Kv, risulta evidente un netto
incremento delle emissioni di NOx indipendentemente dal valore di Kv preso in
considerazione. Una giustificazione di questi risultati può essere ricercata andando ad
analizzare la reattività della molecola presa in considerazione. Il 2,5-dimetilfurano presenta
infatti, probabilmente a causa della sua maggior simmetria che ne stabilizza la struttura
elettronica, un ritardo di ignizione rispetto al 2-metilfurano. Questo potrebbe andare ad
influenzare negativamente l’omogeneità della combustione favorendo quindi il deciso
innalzamento delle emissioni di NOx.
3.6 Mappe di funzionamento
In ultima analisi, per i combustibili indagati, puri o in miscela, sono state realizzate le
mappe di funzionamento per la determinazione della regione di combustione mild clean.
I limiti superiore, inferiore e obliquo sono stati ottenuti con la metodologia descritta nel
Paragrafo 2.7 che consente di trovare la combinazione di parametri caratteristici del
sistema, temperatura media in camera e rapporto di ricircolo, che soddisfano i vincoli
imposti sulle emissioni degli inquinanti considerati.
L'interesse è valutare l'effetto di composti ossigenati e biocombustibili, e quindi delle loro
proprietà, sui limiti superiore ed inferiore della mappa rispetto al combustibile di
riferimento, il kerosene.
3.6.1
Composti puri
In Figura 3.46 si riporta la mappa di funzionamento completa del kerosene con evidenziati
i rispettivi limiti. Nei grafici saranno riportati con simboli vuoti i punti che rispettano il
regime mild clean, mentre i simboli in nero e blu identificano rispettivamente i punti che
superano i limiti di 50 ppm per il CO e di 30 ppm per gli ossidi di azoto nei gas esausti
disidratati.
132
3 Risultati e discussione
1250
1200
1150
T media [°C]
C]
1100
1050
mild clean
1000
NOx
950
CO
900
850
800
750
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
Kv
Figura 3.46: Mappa di funzionamento per il kerosene puro. Sono rappresentati con simboli vuoti i
punti che rispettano i limiti imposti per il regime di funzionamento mild clean, del quale le linee
tratteggiate ne identificano i limiti inferiore e superiore di temperatura, in nero e in blu,
rispettivamente, i punti che non rispettano le condizioni imposte sulle concentrazioni delle specie CO ed
NOx.
La prova di spegnimento ha permesso di individuare quale limite inferiore di temperatura
per il kerosene un valore di 775°C al di sotto del quale la combustione peggiora e
rapidamente le emissioni di CO superano il limite imposto. Aumentando le temperature in
camera è possibile condurre la combustione in condizioni pulite sino al limite superiore
individuato intorno a 1217°C. A rapporto di ricircolo fissato le emissioni di ossidi di azoto
hanno un andamento crescente con la temperatura dovuto alla dipendenza del meccanismo
termico da tale variabile operativa (Figura 3.47).
133
3 Risultati e discussione
80
70
Emissioni [ppm]
60
50
40
CO
30
NOx
20
10
0
750
800
850
900
T media [°C]
950
1000
1050
Figura 3.47: Emissioni di NOx e CO in funzione della temperatura media misurata in camera di
combustione per il kerosene a Kv fissato pari a 5,5.
Per temperature prossime alle condizioni di funzionamento indagate nei Paragrafi 3.2-3.4
è possibile operare in condizioni mild clean sino ad un valore del Kv prossimo a 1,5,
coerentemente con quanto riscontrato dai profili di emissioni. Spingendo le condizioni
termiche in camera si riscontra un'ininfluenza delle condizioni di combustione rispetto al
ricircolo a partire da Kv pari a 4. La regione al di sotto di Kv=4 permette di identificare un
limite obliquo che evidenzia come per bassi Kv si abbia una dipendenza delle emissioni sia
dalla concentrazione di ossigeno ed azoto, sia dalla temperatura mentre ad alti gradi di
ricircolo, le emissioni di NOx sono funzione solo della temperatura.
I composti ossigenati che sono stati indagati puri sono l'1-butanolo e l'isobutanolo, per
valutare l'influenza della ramificazione sui limiti inferiore e soprattutto superiore. In Figura
3.48Figura 3.49Figura 3.50Figura 3.51 vengono riportate le rispettive mappe di
funzionamento ed i profili di emissioni indagati al variare della temperatura media misurata
all'interno del reattore.
134
3 Risultati e discussione
1250
1200
1150
T media [°C]
C]
1100
1050
mild clean
1000
NOx
950
CO
900
850
800
750
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
Kv
Figura 3.48: Mappa di funzionamento per 1-butanolo puro. Sono rappresentati con simboli vuoti i
punti che rispettano i limiti imposti per il regime di funzionamento mild clean, del quale le linee
tratteggiate ne identificano i limiti inferiore e superiore di temperatura, in nero e in blu,
rispettivamente, i punti che non rispettano le condizioni imposte sulle concentrazioni delle specie CO ed
NOx.
70
Emissioni [ppm]
60
50
40
CO
30
NOx
20
10
0
750
850
950
1050
Tmedia [°C]
1150
1250
Figura 3.49: Profili di emissioni di NOx e CO in funzione della temperatura media misurata in camera
di combustione per 1-butanolo puro a Kv fissato pari a 5,5.
135
3 Risultati e discussione
1250
1200
1150
T media [°C]
1100
1050
1000
mild clean
950
NOx
900
CO
850
800
750
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
Kv
Figura 3.50: Mappa di funzionamento per isobutanolo puro. Sono rappresentati con simboli vuoti i
punti che rispettano i limiti imposti per il regime di funzionamento mild clean, del quale le linee
tratteggiate ne identificano i limiti inferiore e superiore di temperatura, in nero e in blu,
rispettivamente, i punti che non rispettano le condizioni imposte sulle concentrazioni delle specie CO ed
NOx.
80
70
Emissioni [ppm]
60
50
CO
40
NOx
30
20
10
0
750
850
950
1050
1150
1250
T media [°C]
Figura 3.51: Profili di emissioni di NOx e CO in funzione della temperatura media misurata in camera
di combustione per isobutanolo puro a Kv fissato pari a 5.
136
3 Risultati e discussione
Le singole mappe e i profili di emissioni dei componenti ossigenati puri mostrano come,
anche per questi, si possano individuare condizioni di combustione entro le quali vengono
rispettati i vincoli sulle emissioni di gas inquinanti.
Per poter confrontare direttamente tra di loro le mappe di funzionamento delle diverse
sostanze si ricorre alla rappresentazione semplificata dei soli limiti inferiore, obliquo e
superiore; tale raffigurazione permette di visualizzare come varia l'estensione della regione
di funzionamento mild clean in relazione alla composizione del combustibile indagato. In
Figura 3.52 vengono confrontati i limiti del kerosene e di due composti isomeri ossigenati
C4.
1250
1200
1150
T media [°C]
1100
kerosene
1050
1-butanolo
1000
isobutanolo
950
900
850
800
750
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
Kv
Figura 3.52: Mappe di funzionamento per kerosene, 1-butanolo e isobutanolo puri.
Confrontando i limiti superiori si può notare come non ci siano differenze sensibili,
passando dai 1209 °C per l'isobutanolo, ai 1217 °C del kerosene ed ai 1219 °C del 1butanolo. Si nota tuttavia che tale limite viene raggiunto a Kv superiori per gli alcoli puri,
ad indicare la loro maggiore tendenza alla formazione di NOx per rapporti di diluizione
intermedi. L'ossigeno chimicamente legato al combustibile sembra avere, nonostante la
crescente diluizione, un effetto tale da incrementare le velocità di formazione di NOx, oltre
al contributo termico, sino al raggiungimento di un valore soglia per cui quest'ultimo risulta
prevalere definitivamente.
I limiti inferiori per i due alcoli risultano circa sovrapposti e situati nell'intorno di 800810°C coerentemente con le aspettative.
137
3 Risultati e discussione
3.6.2
Miscele contenenti percentuali variabili di alcoli
Le mappe di funzionamento delle diverse miscele, per ciascun componente ossigenato
miscelato in quantità pari a 50:50 e 80:20 %vol, vengono direttamente confrontate con la
mappa del kerosene puro per rilevare eventuali variazioni sull'estensione della zona di
combustione mild in funzione del quantitativo di alcol addizionato.
1250
1200
T media [°C]
1150
1100
kerosene
1050
1-butanolo
1000
1-butanolo/ kerosene 50:50
950
1-butanolo/kerosene 80:20
900
850
800
750
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
Kv
Figura 3.53: Mappe di funzionamento per kerosene, 1-butanolo e miscele 1-butanolo/kerosene misceltai
in diverse quantità.
1250
1200
1150
T media [°C]
1100
1050
kerosene
1000
2-butanolo/kerosene 50:50
950
2-butanolo/kerosene 80:20
900
850
800
750
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
Kv
Figura 3.54: Mappe di funzionamento per kerosene e 2-butanolo/kerosene miscelati in diverse quantità.
138
3 Risultati e discussione
1250
1200
1150
T media [°C]
1100
kerosene
1050
isobutanolo
1000
isobutanolo/kerosene 50:50
950
isobutanolo/kerosene 80:20
900
850
800
750
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
Kv
Figura 3.55: Mappe di funzionamento per kerosene, isobutanolo puro e isobutanolo/kerosene miscelati
in diverse quantità.
1250
1200
1150
T media [°C]
1100
kerosene
1050
2-propanolo/kerosene 50:50
1000
2-propanolo/kerosene 80:20
950
900
850
800
750
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
Kv
Figura 3.56: Mappe di funzionamento per kerosene e 2-propanolo/kerosene miscelati in diverse
quantità.
139
3 Risultati e discussione
1250
1200
1150
T media [°
[°C]
1100
1050
kerosene
1000
2-ottanolo/kerosene 50:50
950
900
850
800
750
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
Kv
Figura 3.57: Mappe di funzionamento per kerosene e miscela 2-ottanolo/kerosene 50:50 %vol.
Si può notare dai grafici (Figura 3.53Figura 3.54Figura 3.55Figura 3.56Figura 3.57)
come tendenzialmente l'aggiunta di composti ossigenati tenda a ridurre leggermente
l'estensione della regione di combustione mild clean rendendo la miscela più sensibile, in
fase di transizione, a piccoli incrementi di temperatura che si manifesta con una riduzione
della pendenza del limite definito obliquo. I limiti superiore ed inferiore subiscono
tendenzialmente delle variazioni comprese al massimo entro 20°C (Tabella 3.14) rispetto ai
limiti ottenuti per il kerosene analizzato singolarmente. La variazione registrata del limite
superiore si manifesta positivamente o negativamente rispetto al valore di 1217°C preso per
il kerosene in rapporto alle caratteristiche relative dell'alcol rispetto a quest'ultimo. Inoltre,
sempre in Tabella 3.14, si riconferma l'ininfluenza del quantitativo di alcol alimentato
rispetto alle caratteristiche della combustione per quasi tutti gli alcoli lineari ad eccezione
dell'isobutanolo: si riscontra un aumento del limite superiore di circa 30°C all'aumentare
del quantitativo di alcol miscelato; ciò potrebbe essere dovuto, come già espresso nei
Paragrafi 3.3 e 3.4, alla maggiore inerzia chimica del radicale terziario che permette
l'ottenimento di numeri di Damkӧhler più bassi e prossimi all’unità, coerentemente con la
minore influenza riscontrata sui valori delle emissioni in funzione del Kv (Figura
3.39Figura 3.42). Osservando i valori numerici sembrerebbe che i composti più volatili (2butanolo, isobutanolo e 2-propanolo) portino tendenzialmente ad un leggero incremento del
limite superiore rispetto ai meno volatili (1-butanolo e 2-ottanolo).
140
3 Risultati e discussione
Combustibile
Tmix 50:50 [°C]
Tmix 80:20 [°C]
1-butanolo/kerosene
1201
1197
2-butanolo/kerosene
1227
1227
isobutanolo/kerosene
1202
1235
2-propanolo/kerosene
1240
1239
2-ottanolo/kerosene
1205
-
Tabella 3.14: Valori di temperatura corrispondenti al limite superiore per le diverse miscele
alcool/kerosene.
Similmente anche il limite inferiore subisce modeste variazioni, mantenendosi nell'intorno
degli 800°C con variazioni massime positive di una ventina di gradi all'aumentare della
concentrazione dell'alcol in miscela. Catene lineari a lunghezza crescente presentano una
maggiore reattività a temperature inferiori, come altresì noto dalla termodinamica (Tabella
3.15).
Combustibile
Tmix 50:50 [°C]
Tmix 80:20 [°C]
1-butanolo/kerosene
802
814
2-butanolo/kerosene
802
811
isobutanolo/kerosene
816
797
2-propanolo/kerosene
812
819
2-ottanolo/kerosene
761
-
Tabella 3.15: Valori di temperatura corrispondenti al limite inferiore per le diverse miscele
alcool/kerosene.
3.6.3
Miscele contenenti furani
L'aggiunta di furani, composti ossigenati a struttura e reattività chimica completamente
diverse dagli alcoli alifatici, è interessante poiché al pari di alcuni alcoli sono classificabili
come biocombustibili.
141
3 Risultati e discussione
1230
1180
T media [°°C]
1130
1080
kerosene
1030
2,5-dimetilfurano/kerosene 50:50
980
2-metilfurano/kerosene 50:50
930
2-metilfurano/kerosene 80:20
880
830
780
730
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
Kv
Figura 3.58: Mappe di funzionamento per kerosene e miscele furani/kerosene 50:50 %vol.
L'analisi delle mappe di funzionamento (Figura 3.58) mostra una riduzione più marcata,
rispetto agli alcoli, dell'estensione della regione di combustione pulita; il limite superiore
subisce un abbassamento che va dai 20 ai 40°C, coerentemente con l'aumento delle
emissioni riscontrato ad alti valori di Kv. Anche in questo caso la diminu zione è maggiore
per il componente più alto bollente, il 2,5-dimetilfurano. Viceversa, la maggior reattività
del composto porta a una riduzione della zona inferiore di combustione mild clean
consentendo di raggiungere il limite di 50 ppm di CO a temperature superiori.
142
Conclusioni
Conclusioni
I combustibili fossili derivanti dal petrolio rappresentano al giorno d’oggi la fonte
energetica più importante e sfruttata in tutto il mondo. Le problematiche ad essi connesse,
quali la loro disponibilità non illimitata e le emissioni inquinanti generate dalla loro
combustione, rendono però necessarie continue ricerche e sforzi per una visione futura dei
processi di combustione e di conversione dell’energia in generale. Le vie percorribili in tal
senso risultano essere varie, da un lato vi è il crescente interesse per fonti energetiche
alternative rinnovabili o più “pulite”, mentre dall’altro ci si concentra sullo studio e lo
sviluppo di nuove tecnologie per migliorare l’efficienza dei classici sistemi di combustione,
riducendone i consumi e le emissioni di inquinanti.
L'attività di tesi si è orientata proprio su una di queste possibili soluzioni, attualmente
disponibili, per ridurre le emissioni di sostanze inquinanti derivanti dai processi di
combustione. Attraverso l'impiego di un reattore in scala di laboratorio sono stati variati i
parametri operativi per poter operare in condizioni mild alimentando differenti combustibili
liquidi.
Sulla base delle precedenti sperimentazioni, si è approfondita l'indagine relativa al
comportamento di composti ossigenati puri e in miscela con kerosene per comprendere
l'incidenza delle proprietà chimico-fisiche sul regime reattivo e fluidodinamico.
I profili di temperatura ottenuti per i vari combustibili studiati hanno confermato la
tendenza di omogeneizzazione termica dovuta al regime fluidodinamico della combustione
mild indipendentemente dalla tipologia del combustibile alimentato.
Gli alcoli puri hanno evidenziato una diminuzione delle emissioni di NOx rispetto al
kerosene solo per bassi valori del rapporto di ricircolo (Kv<3); diminuzione più marcata in
presenza di ramificazioni nella molecola e quindi imputabile alla formazione di radicali più
stabili.
143
Conclusioni
I differenti alcoli miscelati in diverse proporzioni con kerosene hanno evidenziato come la
miscelazione con composti ossigenati, caratterizzati da una temperatura di ebollizione
inferiore, provochi un incremento lieve degli NOx registrati. Tale incremento è sempre
meno marcato all’aumentare della stabilità dei radicali formati dagli alcoli introdotti, fino al
caso limite dell’isobutanolo, con l’aggiunta del quale le emissioni risultano allineate con il
kerosene puro.
In fase finale si è studiato il comportamento di alcuni furani in miscela con kerosene.
Le conclusioni tratte per i due composti considerati sono discordanti. Il 2-metilfurano ha
evidenziato un comportamento analogo agli alcoli, provocando un aumento delle emissioni
indipendentemente dalla quantità di furano miscelato. La maggiore volatilità del furano
rispetto agli alcoli accentua ulteriormente questo comportamento, evidenziando un
abbassamento del Kv critico in cui si inizia a notare l’aumento di emissioni rispetto al
kerosene puro da Kv=4,5 a Kv=3. Viceversa il 2,5-dimetilfurano mostra un comportamento
differente rispetto a tutti gli altri composti considerati. La maggior simmetria della molecola
che ne stabilizza la struttura elettronica genera un ritardo di ignizione influenzando
negativamente l’omogeneità della combustione. Si registrano di conseguenza temperature
in camera più elevate e emissioni di ossidi di azoto maggiori per qualunque Kv. Tali
emissioni restano in ogni caso al di sotto del valore limite di soglia.
Per ciascun composto studiato sono stati inoltre analizzati i limiti del campo di
funzionamento mild clean. I risultati ottenuti hanno rafforzato quando già concluso
precedentemente; l’aggiunta di alcoli tende a ridurre leggermente l’estensione della regione
di combustione mild clean in fase di transizione, manifestando una riduzione della
pendenza del limite definito obliquo. La medesima conclusione si ottiene per il 2metilfurano, per il quale risultano però abbassati anche il limite superiore ed inferiore a
conferma delle maggiori emissioni di NOx e della maggiore volatilità della molecola.
Notevolmente diminuita risulta invece la regione di funzionamento del 2,5-dimetilfurano, a
dimostrazione delle temperature e delle emissioni più elevate riscontrate.
Sviluppi futuri potrebbero riguardare il proseguio dello studio sui furani, affiancato da un
approfondimento dell’analisi delle emissioni dei composti considerati tramite la misura
delle aldeidi e dei VOC presenti nei fumi.
144
Bibliografia
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149
Appendice A
Appendice A
Definizione del grado di ricircolo KV
La diluizione dell'ossigeno in camera di reazione è ottenuta tramite il ricircolo di una certa
quantità di gas esausti nella zona di combustione.
Il rapporto di ricircolo KV è impiegato per descrivere il grado di diluizione dell’ossigeno
nel sistema reagente in quanto direttamente correlato a due parametri principali del
processo di combustione: la portata di reagenti alimentati e la fluidodinamica del sistema.
Esso può essere definito, come visto in precedenza (cfr. Paragrafo 1.5), attraverso la
relazione proposta da Wünning e Wünning (1997) [1]:
Kv =
Me
Ma + M f
(A.1)
dove:
•
KV rappresenta il grado di ricircolo;
•
Me è la portata di gas esausti ricircolati al sistema;
•
Ma corrisponde alla portata di aria di combustione;
•
Mf è la portata di combustibile.
Il ricircolo dei gas combusti può essere effettuato esternamente alla camera di combustione
(ricircolo esterno), attraverso un sistema di pompaggio dei gas. La quantità di gas
ricircolata e la portata dei reagenti alimentata al bruciatore sono quindi note, e il calcolo del
fattore KV è facilmente ottenibile.
In alternativa la ricircolazione dei gas esausti può avvenire internamente alla camera di
combustione (ricircolo interno), ed in modo spontaneo, mediante richiamo aerodinamico,
ad opera del getto ad alta velocità che si genera dall’ugello. In questo caso l’entità del
termine Me non è quindi nota a priori.
150
Appendice A
L’effetto di un’ulteriore diluizione per ricircolo esterno dei gas combusti inerti, che avviene
nella camera di combustione di un bruciatore reale, può essere simulato nel bruciatore di
laboratorio attraverso l’aggiunta di azoto all’aria di combustione.
Allo scopo di stimare l’effettiva diluizione interna generata dal richiamo aerodinamico, è
stata sviluppata, in precedenti lavori di tesi [4], una simulazione atta a descrivere la
fluidodinamica all’interno del bruciatore di laboratorio: ciò ha consentito, in condizioni di
combustione mild, di ricavare una relazione funzionale fra le portate ricircolate di gas
combusti e le portate di gas introdotte nel reattore.
Tale relazione, riportata di seguito, tiene conto sia della presenza del ricircolo interno, sia
della possibile presenza di un ricircolo esterno e di un flusso di aria secondaria:
⎛ Mi ⎞
M a2
⎜
⎟ (1 + R )
M a1 ⎠
M a1
⎝
KV =
+
M a2 ⎛
M ⎞⎛ M ⎞
1+
1 + f ⎟ ⎜1 + a 2 ⎟
⎜
M a1 ⎝ M a1 ⎠ ⎝
M a1 ⎠
R−
(A.2)
dove:
•
Ma1 è la portata di aria primaria;
•
Ma2 è la portata di aria secondaria;
•
Mf è la portata di combustibile;
•
Mi è la portata di inerte (azoto) alimentata;
•
R rappresenta il massimo fattore di ricircolo dei gas imposto dal getto che, come
spiegato in seguito, può essere assunto pari a 5.
Attraverso l’uso di un codice di calcolo commerciale CFD è stata simulata l’evoluzione di
un getto confinato isotermo non reagente, uscente da un capillare con diametro interno di 3
mm in una camera cilindrica. L’ipotesi semplificativa di getto isotermo non è considerata
limitante in quanto il regime mild è caratterizzato da condizioni prossime all’isotermicità,
mentre l’ipotesi di miscela non reagente è limitativa ma “necessaria” dato l’eccessivo
carico computazionale di una simulazione dettagliata, sia a livello cinetico quanto
fluidodinamico. La camera di combustione (D = 50 mm; L = 350 mm) è stata simulata
attraverso un reticolo bidimensionale, discretizzando il dominio interno con un insieme di
5625 celle ed utilizzando il modello di turbolenza k-ε. E’ stata inoltre assunta la presenza di
151
Appendice A
simmetria assiale, assegnando condizioni al contorno di gradiente nullo per l’asse di
simmetria della camera tubolare per tutte le componenti della velocità. Sulla sezione
d’ingresso è stata fissata la velocità, su quella di uscita la portata, mentre per tutte le pareti
solide sono state imposte le condizioni standard (non scivolamento e funzioni di parete).
La temperatura del sistema è stata fissata costante e pari a 800°C. La Figura A.1 illustra il
campo di velocità calcolato in una tipica condizione: si può osservare la presenza di una
zona di ricircolazione interna in prossimità della parete causata dal flusso del getto.
I numeri si riferiscono a curve isovelocità, mentre i vettori esemplificano il campo di moto
su una sezione radiale.
A
B
Figura A.1: A) profilo di velocità e linee di flusso del getto turbolento confi nato nel reattore a ridosso
dell’ugello del bruciatore. B) sezione della camera compresa tra l’asse centrale e la parete della
camera di combustione.
La portata ricircolata in una generica sezione distante ‘x’ dall’ugello può essere calcolata
come:
L
Q( x ) = 2π ∫ u x ( x, y ) ydy
(A.3)
L1
essendo u x ( x, y ) la componente assiale della velocità e L1 la coordinata radiale in cui u x
si annulla (si veda la Figura A.2). In questo modo la velocità assiale ux risulta negativa fra
L1 e L, e quindi Q(x) rappresenta la portata del flusso retrogrado. La portata ricircolata è
pari al valore massimo (Qmax) assunto dalla funzione Q(x).
152
Appendice A
Figura A.2: profilo di velocità assiale per una distanza pari a 0,04 m dall’uscita dell’ugello ed una
velocità di ingresso del getto pari a 20 m/s.
Il fattore di ricircolo R è stato quindi definito come:
R = Qmax Qin
(A.4)
dove Qin è la portata d’ingresso.
La Tabella A.1 contiene alcuni valori della portata ricircolata e del fattore di ricircolo R
calcolati a differenti velocità d’ingresso.
Velocità d’ingresso [m/s]
Qin∙10-4 [m3/s]
Qmax∙10-4 [m3/s]
R
20
1,53
6,94
4,5
30
2,3
11,37
4,9
45
3,44
17,34
5,0
Tabella A.1: valori del fattore di ricircolo per diverse velocità di ingresso.
Come si può notare il rapporto di ricircolo aerodinamico R presenta un valore circa costante
(nell’intorno di 5) al variare della portata entrante, e quindi della velocità del getto. Questo
giustifica l’adozione del valore R = 5 per il calcolo del fattore KV nella relazione A.1.
In Figura A.3 è invece riportato l’andamento del rapporto R in funzione della distanza
dalla testa dell’ugello del bruciatore per differenti velocità di ingresso della miscela
reagente. Si può notare che al variare della velocità del getto non corrisponde un aumento
153
Appendice A
del valore di R. Il massimo del rapporto R viene raggiunto ad una distanza di circa 5-6 cm
dalla testa dell’ugello per tutto il campo di velocità indagato, rappresentativo delle
condizioni di prova sperimentali. È quindi possibile affermare che il rapporto di ricircolo
aerodinamico è una costante legata alla configurazione geometrica del bruciatore.
R = Qricircolata/Qin
6
5
4
3
2
1
0
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
distanza dalla testa dell'ugello (cm)
10 m/s
30 m/s
50 m/s
100 m/s
Figura A.3: andamento del rapporto di ricircolo aerodinamico in funzione della distanza dalla
testa dell’ugello e per differenti velocità del getto.
L’uso dei risultati riguardanti la simulazione della fluidodinamica della camera di reazione
ha permesso di risolvere il problema della stima di Me esprimendo la concentrazione
dell'ossigeno in camera, in fase di combustione tradizionale, come:
⎡ 0, 2095 (M a1 + M a 2 )⎤
O2 % = ⎢
⎥ ×100
⎢⎣ (M a1 + M f )(1 + R ) ⎥⎦
(A.5)
e in fase di combustione senza fiamma in assenza di aria secondaria ma in presenza di una
corrente di inerte Mi, come:
⎡
⎤
0, 2095M a1
O2 % = ⎢
⎥ ×100
⎢⎣ (M a1 + M f + M i )(1 + R )⎥⎦
154
(A.6)
Appendice A
E' possibile ora legare il grado di ricircolo dei gas combusti alla percentuale di ossigeno
presente in camera di reazione:
O2 % =
0,2095 (M a1 + M a 2 )
(M
a1
×100
+ M a2 + M f + M i + M e )
(A.7)
da cui è possibile ricavare Me, mettendo a sistema le formule A.6 e A.7, ed introdurlo
nell'espressione A.1 che consente di ricavare K V.
155
Appendice B
Appendice B
Formule correttive per le concentrazioni di NO x, CO e SO2
I fumi inviati al sistema di analisi dei gas sono disidratati, attraverso un condensatore a
ricadere, perché lo strumento è disturbato dalla presenza di acqua; sono inoltre diluiti dalla
presenza di azoto all’aria di combustione per simulare l’effetto di diluizione per ricircolo
esterno dei gas combusti e da quello utilizzato nel sistema di atomizzazione, la
concentrazione delle specie nei gas in uscita dal reattore risulta inferiore alla reale
concentrazione che si avrebbe nel caso in cui tale flusso ausiliario fosse assente. Al fine di
poter disporre di valori di concentrazione che siano indipendenti dalla diluizione dovuta
all’azoto, sono state introdotte formule correttive per le specie CO, NOx e SO2. I valori di
concentrazione di tali specie riportati in questo lavoro di tesi, fanno riferimento a fumi
disidratati e con concentrazione di ossigeno normalizzata al 3%. Per tener conto dell’effetto
di diluizione dell’azoto si utilizzano le seguenti formule:
NOx, stimati = NOx, letti
. TH ,out
. TH ,out
.
.
.
.
⎡
⎤
Q
+
Q
+ Q N 2 + Q N2 spray + Q N2 aria 1° + Q N2 aria 2°
⎢
⎥
CO2
O2
× ⎢ TH ,out
⎥
.
. TH ,out
.
.
.
.
.
.
⎢⎣ (QCO2 + QO2 + Q N 2 + Q N2 spray + Q N2 aria 1° + Q N2 aria 2° ) − Q N 2 − Q N2 spray ⎥⎦
(B.1)
COstimati = COletti
. TH , out
. TH , out
.
.
.
.
⎡
⎤
Q CO2 + Q O2 + Q N 2 + Q N 2 spray + Q N 2 aria 1° + Q N 2 aria 2 °
⎢
⎥
× ⎢ TH ,out
⎥
.
. TH , out
.
.
.
.
.
.
⎢⎣ (Q CO2 + Q O2 + Q N 2 + Q N 2 spray + Q N 2 aria 1 ° + Q N 2 aria 2° ) − Q N 2 − Q N 2 spray ⎥⎦
(B.2)
SO2, stimati = SO2,letti
. TH , out
. TH , out
.
.
.
.
⎡
⎤
Q
+
Q
+
Q
+
Q
+
Q
+
Q
⎢
CO2
O2
N2
N 2 spray
N 2 aria 1°
N 2 aria 2°
⎥
× ⎢ TH ,out
⎥
.
. TH , out
.
.
.
.
.
.
⎢⎣ (Q CO2 + Q O2 + Q N 2 + Q N 2 spray + Q N 2 aria 1° + Q N 2 aria 2° ) − Q N 2 − Q N 2 spray ⎥⎦
(B.3)
dove:
156
Appendice B
•
NOletti e COletti sono i valori di concentrazione [ppm] delle specie NO e CO
direttamente letti sul display dello strumento di analisi dei gas in uscita dal reattore;
. TH ,out
•
. TH ,out
Q CO2 e Q O2
sono rispettivamente le portate di CO2 e di O2 [Nml/min] teoriche,
nei fumi di combustione, stimate su base stechiometrica, e tenendo conto dei
contributi relativi al combustibile liquido e gassoso.
.
•
.
.
.
Q N 2 , Q N 2 spray , Q N 2 aria 1° e Q N 2 aria 2° sono rispettivamente le portate [Nml/min] di
azoto aggiunto all’aria di combustione per simulare il ricircolo esterno, azoto
necessario al funzionamento dell’atomizzatore, azoto entrante con il flusso di aria
primaria ed azoto entrante con l’aria secondaria.
Poiché in passato esistevano limiti di legge sulle emissioni di gas nocivi definiti solo sulla
concentrazione, era uso comune diluire i gas inquinanti con aria; per evitare queste pratiche
il legislatore ha imposto, per rilascio in atmosfera, concentrazioni massime con contenuto
di ossigeno del 3%. Qualora la concentrazione di O2 nei fumi fosse differente da 3% le
emissioni di inquinanti vengono normalizzate utilizzando le seguenti formule.
NOx = NOx , stimati ×
CO = COstimati ×
xO2 ,aria − 0, 03
xO2 ,aria − xO2 ,letti
xO2 ,aria − 0, 03
xO2 ,aria − xO2 ,letti
SO2 = SO2, stimati ×
xO2 ,aria − 0, 03
xO2 ,aria − xO2 ,letti
157
(B.4)
(B.5)
(B.6)
Appendice C
Appendice C
Caratterizzazione dei composti ossigenati addizionati in miscela
• Alcoli
Gli alcoli sono composti organici di struttura simile agli alcani, in cui un atomo di idrogeno
è sostituito da un gruppo ossidrilico (-OH), aventi pertanto formula bruta CnH(2n + 1)O. Dal
punto di vista della loro struttura chimica, gli alcoli sono classificati in primari, secondari o
terziari in funzione del numero di gruppi alchilici legati all'atomo di carbonio cui è legato il
gruppo -OH: ( Figura C.1)
Figura C.1: classificazione degli alcoli
A temperatura ambiente, gli alcoli più leggeri (ovvero a più basso peso molecolare) sono
sotto forma di liquidi incolori con odori caratteristici e miscibili con l'acqua.
Gli alcoli utilizzati in questo lavoro di tesi sono primari e secondari, lineari e ramificati
caratterizzati da una parte alchilica (R) di diversa lunghezza e sono : 2-propanolo, 1butanolo, isobutanolo, 1-pentanolo, 2-ottanolo.
Le loro proprietà chimico-fisiche sono riassunte nella Tabella C.1. La scelta di questi alcoli
non è stata casuale. Si voleva capire infatti se la temperatura di evaporazione (Tev ) rispetto
158
Appendice C
a quella del combustibile e la struttura dei radicali fossero responsabili dell’aumento degli
ossidi di azoto in camera di reazione. Quindi si è deciso di utilizzare alcoli con struttura e
lunghezza di catena diverse e temperature di ebollizione paragonabile a quella
dell’idrocarburo a cui si miscela.
Densità
PM
Rapporto
PCI
Rapporto
Tev °C
[g/ml]
[g/mol]
H/C
[kJ/mol]
O/C
1-butanolo
0,81
74
2,5
2454
0,25
118
2-butanolo
0,81
74
2,5
2454
0,25
100
isobutanolo
0,802
74
2,5
2454
0,25
108
1- pentanolo
0,811
88
2,4
3118
0,2
138
2-propanolo
0,785
60
2,67
1889
0,33
82
2-ottanolo
0,819
74
2,25
2454
0,125
188
Tabella C.1 : Proprietà chimico-fisiche degli alcoli utilizzati.
• Furani
I furani sono una classe di composti monociclici contenente l’ossigeno come eteroatomo.
con formula base C4H4O per il furano, più l’eventuale presenza di sostituzioni sull’anello.
Sono composti infiammabili, altamente volatili e solubili nei solventi organici come alcool,
etere e acetone, ma sono insolubile in acqua. I furani sono sostanze aromatiche in quanto
uno dei due doppietti elettronici solitari dell’ossigeno è delocalizzato all’interno dell’anello.
Hanno proprietà intermedie fra quelle di un sistema altamente delocalizzato come il
benzene e quelle di un semplice diene ciclico. Il nucleo del furano è presente in molti
composti di origine naturale, estratti di piante o funghi, in minor misura, negli oli
essenziali.
Per la nostra attività abbiamo impiegato due furani sostituiti: il 2-metilfurano ed il 2,5dimetilfurano (DMF). Il primo è presente entro il mirto e la lavanda mentre il secondo si
ottiene in fase di tostatura del caffè. Entrambi suscitano interesse per l’impiego come
biocombustibili in alternativa all’etanolo. Le loro proprietà fisiche sono riportate in Tabella
C.2.
159
Appendice C
Densità
PM
Rapporto
PCI
Rapporto
[g/ml]
[g/mol]
H/C
[kJ/mol]
O/C
2-Metilfurano
0,91
82
1,2
2503
0,2
63-66
2,5-Dimetilfurano
0,903
96
1,33
3118
0,167
92-94
Tabella C. 2 : Proprietà chimico-fisiche dei furani utilizzati.
160
Teb °C
Appendice D
Appendice D
Mappe di funzionamento dei combustibili studiati
• Kerosene
1250
1200
1150
T media [°C]
1100
1050
mild clean
1000
NOx
950
CO
900
850
800
750
0
1
2
3
4
5
6
7
8
Kv
Figura D.1: Mappa di funzionamento del kerosene.
161
9
Appendice D
•
Alcoli puri
1230
T media [°C]
1180
1130
mild clean
1080
NOx
1030
CO
980
930
880
830
780
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
Kv
Figura D.2: Mappa di funzionamento del 1-butanolo puro.
1230
1180
T media [°C]
1130
1080
1030
mild clean
980
NOx
930
CO
880
830
780
0
1
2
3
4
5
6
7
8
Kv
Figura D.3: Mappa di funzionamento dell'isobutanolo puro.
162
9
Appendice D
• Alcoli in miscela con kerosene al 50% vol
1250
T media [°C]
1200
1150
mild clean
1100
NO x
1050
CO
1000
950
900
850
800
750
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
Kv
Figura D.4: Mappa di funzionamento della miscela 1-butanolo/kerosene (50:50).
1250
1200
1150
T media [°C]
1100
1050
mild clean
1000
NOx
950
CO
900
850
800
750
0
1
2
3
4
5
6
7
8
Kv
Figura D.5: Mappa di funzionamento della miscela isobutanolo/kerosene (50:50).
163
9
Appendice D
1250
1200
1150
1050
mild clean
1000
NOx
950
CO
900
850
800
750
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
Kv
Figura D.6: Mappa di funzionamento della miscela 2-butanolo/kerosene (50:50).
1250
1200
1150
1100
T media [°C]
T media [°c]
c]
1100
1050
mild clean
1000
NOx
950
CO
900
850
800
750
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
Kv
Figura D.7: Mappa di funzionamento della miscela 2-propanolo/kerosene (50:50).
164
Appendice D
1230
1180
1130
T media [°C]
1080
1030
mild clean
980
NOx
930
CO
880
830
780
730
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
Kv
Figura D.8: Mappa di funzionamento della miscela 2-ottanolo/kerosene (50:50).
• Alcoli in miscela con kerosene all'80%vol
1250
1200
1150
mild clean
T media [°C]
1100
NO x
1050
CO
1000
950
900
850
800
750
0
1
2
3
4
5
6
7
Kv
Figura D.9: Mappa di funzionamento della miscela 1-butanolo/kerosene (80:20).
165
8
9
Appendice D
1250
1200
1150
T media [°C]
1100
1050
mild clean
1000
NO x
950
CO
900
850
800
750
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
Kv
Figura D.10: Mappa di funzionamento della miscela isobutanolo/kerosene (80:20).
1250
1200
1150
T media [°C]
1100
1050
mild clean
1000
NOx
950
CO
900
850
800
750
0
1
2
3
4 Kv 5
6
7
8
9
Figura D.11: Mappa di funzionamento della miscela 2-butanolo/kerosene (80:20).
166
Appendice D
1250
1200
1150
T media [°C]
1100
1050
mild clean
1000
CO
950
NOx
900
850
800
750
0
2
4
6
8
Kv
Figura D.12: Mappa di funzionamento della miscela 2-propanolo/kerosene (80:20).
• Furani in miscela con kerosene
1240
1190
1140
1090
T media [°C]
1040
NO x out
990
mild clean
940
890
840
790
0
2
4
6
8
Kv
Figura D.13: Mappa di funzionamento della miscela 2-metilfurano/kerosene (80:20).
167
Appendice D
1210
T media [°C]
1110
NO x in
1010
NO x out
CO out
910
810
710
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
Kv
Figura D.14: Mappa di funzionamento della miscela 2-metilfurano/kerosene (50:50).
1250
1200
T media [°C]
1150
NO x
1100
CO out
1050
mild clean
1000
950
900
850
800
750
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
Kv
Figura D.15: Mappa di funzionamento della miscela 2,5-dimetilfurano/kerosene (50:50).
168