Modellazione numerica di un impianto EFMGT alimentato a biomassa con caldaia a griglia

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Università di Pisa

Corso di Laurea Magistrale in Ingegneria Energetica

Sviluppo di un modello numerico

di una caldaia a biomassa di un

sistema EFMGT

Relatori:

Prof. Ing. Leonardo Tognotti Ing. Chiara Galletti

Candidato: Simone Giorgetti

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Ringraziamenti

Un particolare ringraziamento va ai miei genitori, senza i quali non avrei potuto raggiungere questo traguardo ed essere quello che oggi sono. Un sentito ringraziamento a mia zia e il suo immenso sostegno e amore in questi anni. Un grande ringraziamento va a mia sorella e alle mie nipotine, Ginevra e Greta, per la loro grandissima stima nei miei confronti. Un ultimo ringraziamento ai compagni di studi, in particolare Giulio ed Emidio, per essermi stati vicini sia nei momenti più duri, sia nei momenti felici in questo fantastico percorso universitario.

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Indice

Introduzione 5

1 Stato dell’arte 7

1.1 Sistemi EFGT . . . 7

1.2 Combustione della biomassa e tipi di combustori . . . 9

1.3 Modelli in letteratura per il letto di biomassa . . . 11

2 Impianto EFMGT 19 2.1 Impianto . . . 19

2.2 Caldaia . . . 24

2.3 Campagne sperimentali . . . 27

3 Modellazione del processo 36 3.1 Modellazione con simulatore di processo . . . 36

3.1.1 Modellazione del ciclo Bryton aperto . . . 38

3.1.2 Modellazione della combustione in caldaia . . . 38

3.2 Bilanci di massa e di energia della caldaia . . . 40

3.3 Discussione dei risultati . . . 41

4 Modello numerico della caldaia 42 4.1 Dominio di calcolo . . . 42

4.2 Griglia di calcolo . . . 43

4.2.1 Indipendenza dei risultati dalla griglia di calcolo . . . 44

4.2.2 Conversione della griglia tetraedrica in poliedrica . . . 45

4.3 Modello Fisico . . . 47

4.4 Condizioni al contorno . . . 49

4.5 Parametri del solutore . . . 50

4.6 Linee e superfici di interesse . . . 51

5 Modellazione del letto di biomassa 53 5.1 Adattamento dei modelli . . . 53

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INDICE

5.2.4 Aria comburente . . . 58

5.3 Modelli adottati per il letto di biomassa . . . 59

5.3.1 Modello con rilascio uniforme delle specie chimiche . . . 59

5.3.2 Modello con rilascio a gradini delle specie chimiche . . . 60

5.3.3 Modello completo con gradini della griglia . . . 62

6 Risultati 66 6.1 Modello a rilascio uniforme . . . 66

6.1.1 Fluidodinamica . . . 66

6.1.2 Turbolenza . . . 68

6.1.3 Temperatura . . . 69

6.1.4 Specie chimiche . . . 72

6.1.5 Confronto con dati sperimentali . . . 74

6.2 Modello con rilascio a gradini . . . 77

6.2.5 Confronto con dati sperimentali . . . 83

6.3 Modello della caldaia completa . . . 86

6.3.1 Analisi preliminare della zona a ridosso del letto di biomassa . . . . 86

6.3.6 Confronto con dati sperimentali con i valori ottenuti dalla CFD . . . 95

6.4 Risultati al variare del modello di turbolenza . . . 98

6.4.4 Confronto con dati sperimentali con i valori ottenuti dalla CFD . . . 108

6.5 Analisi degli errori . . . 112

A Campagne sperimentali 118 A.1 Cippato . . . 119

A.2 Nocciolino . . . 120

A.3 Verde urbano . . . 121

A.4 Canna comune . . . 122

B Bilanci di massa e di energia per il cippato 123 B.1 Bilancio materiale . . . 123

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INDICE

C Qualità della griglia di calcolo 127

C.1 Orthogonal Quality . . . 127

C.2 Aspect Ratio . . . 127

D Modello con rilascio a gradini: un esempio 129

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Introduzione

La preoccupazione mondiale riguardo le emissioni di CO2, il riscaldamento globale e la

di-sponibilità limitata di combustibili fossili hanno stimolato l’interesse verso le biomasse per la produzione di energia, sia elettrica sia termica. Tuttavia, a causa delle diverse tipologie di biomassa presenti, sono necessari ulteriori sviluppi della tecnologia esistente affinché si possa raggiungere una combustione più pulita ed efficiente assieme ad una migliore flessi-bilità rispetto alla tipologia delle biomasse stesse. A tal proposito, la termofluidodinamica computazionale (CFD, Computational Fluid Dynamics) può risultare uno strumento at-traente per lo studio di sistemi complessi come quelli per la combustione di biomassa. In particolare la CFD permette di analizzare direttamente alla scala di interesse, sistemi con geometrie non semplici e caratterizzati da molteplici fenomeni (turbolenza, reazioni chimi-che omogenee ed eterogenee, radiazione, ecc.). Il presente lavoro si colloca all’interno del progetto di ricerca BioPower in Tuscany cofinanziato dal POR CreO 2007-2013 della Re-gione Toscana di durata biennale (dicembre 2012-dicembre 2014) [1]. Il progetto promuove la produzione di energia elettrica e calore da biomasse forestali ed agricole nel territorio regionale attraverso la messa a punto ed il confronto di due scenari:

• Per impianti di piccola taglia, viene valutata la fattibilità di una rete di impianti a biomassa in assetto cogenerativo, dislocati sul territorio italiano.

• Per impianti di taglia più elevata, si valuta l’impatto della riconversione a biomassa di una centrale termoelettrica già esistente.

Il progetto mira a valutare la sostenibilità economica, sociale ed ambientale delle due filiere, permettendo di evidenziare i rispettivi vantaggi e le possibili sinergie. Al progetto BioPower in Tuscany collabora un partenariato costituito da strutture di ricerca e da piccole, medie e grandi imprese con sede in Toscana, tra cui: Enel Ingegneria e Ricerca S.p.A., RJCSOFT s.r.l., Florence Energie Rinnovabili, CRIBE, IFRF ed il Dipartimento di Ingegneria Civile e Industriale dell’Università di Pisa.

Il presente lavoro di tesi è stato svolto proprio presso il Dipartimento di Ingegneria Civile e Industriale dell’Università di Pisa in collaborazione con Enel Ingegneria e Ricerca S.p.A. e si basa sullo studio di un impianto che sfrutta la tecnologia EFMGT (Externally Fired Micro Gas Turbine) per la combustione di biomassa in una caldaia a griglia. La prima fase della tesi è volta a comprendere il funzionamento dell’impianto utilizzando un simulatore di processo ed effettuando bilanci materiali e di energia sul sistema. I risultati di tale analisi forniscono informazioni utili allo sviluppo di un modello di fluidodinamica computazionale

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INTRODUZIONE

attenzione nello sviluppo del modello CFD sarà volta alla descrizione del letto di biomassa, modificando e confrontando diversi approcci proposti in letteratura. La disponibilità di misure in fiamma di temperatura e specie chimiche permette la validazione e revisione degli approcci modellistici. È infine discusso l’effetto dei modelli di chiusura sulle predizioni.

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Capitolo 1

Stato dell’arte

1.1 Sistemi EFGT

Un sistema EFGT (Externally Fired Gas Turbine) è un impianto turbogas caratterizzato dal disaccoppiamento tra il ciclo dei gas di combustione e quello del fluido evolvente nel gruppo turbina-compressore. La potenza termica in ingresso al ciclo di potenza viene tra-sferita attraverso uno scambiatore di calore ad alta temperatura. Tale prerogativa favorisce l’impiego di combustibili non pregiati, altrimenti inutilizzabili direttamente in impianti tur-bogas a causa delle fortissime limitazioni imposte dalla turbina, in particolare per quanto riguarda i contenuti di ceneri, particolati e altri materiali altamente corrosivi. Inoltre in questo modo il ciclo a gas opera con un gas pulito con conseguente riduzione dei problemi relativi alla manutenzione della turbina rispetto al caso di impianti turbogas tradizionali. Un impianto EFGT è costituito generalmente dai seguenti componenti1.1 :

• una turbina e un compressore che generalmente ruotano intorno allo stesso asse meccanico;

• una camera di combustione esterna;

• uno scambiatore di calore ad alta temperatura, che trasferisce la potenza termica dei gas caldi di combustione all’aria del ciclo termodinamico;

• un eventuale recuperatore utilizzato per un eventuale applicazione cogenerativa. L’elemento critico dell’impianto è lo scambiatore di calore, in quanto opera a tempera-ture molto elevate, circa di 800°C nel caso di impiego di materiali metallici fino a 1400°C nel caso di scambiatore ceramico. I cicli turbogas a combustione esterna possono essere dei cicli chiusi o aperti. Nel caso di impianti a ciclo aperto, rappresentato in Figura 1.1, il fluido motore è necessariamente aria. Nel caso di impianto a ciclo chiuso il fluido moto-re può essemoto-re una sostanza chimica diversa (in generale elio, anidride carbonica o azoto). Inoltre questa disposizione permette di operare a pressioni più elevate così da diminuire considerevolmente le dimensioni dei componenti di sistema, abbassando i costi di impianto e i suoi ingombri.

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1.1. SISTEMI EFGT

Figura 1.1: Rappresentazione schematica di un impianto EFGT a ciclo aperto Negli ultimi anni, la ricerca rivolta verso gli impianti EFGT si è concentrata sullo studio delle possibili sinergie tra questo tipo di impianti e la combustione di biomassa. I vantaggi sono sia di tipo economico che di tipo energetico: dal punto di vista economico, la biomassa è una risorsa piuttosto distribuita nel territorio e non richiede costi aggiuntivi di trasporto come per i combustibili fossili. Dal punto di vista energetico, gli impianti EFGT risulta-no ideali per il pretrattamento della biomassa: sfruttando una parte dell’output termico dell’impianto, si può garantire un efficace essiccamento della biomassa con immediati ri-svolti positivi nella qualità della combustione e, di conseguenza, nel rendimento dell’intero impianto [5].

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1.2. COMBUSTIONE DELLA BIOMASSA E TIPI DI COMBUSTORI

1.2 Combustione della biomassa e tipi di combustori

Tra le tecnologie di conversione termochimica ad oggi esistenti, quella della combustione diretta della biomassa risulta essere la più matura. Il processo di combustione diretta, secondo una trattazione classica, può essere suddivisa in quattro fasi principali:

• Riscaldamento della biomassa: la biomassa si riscalda per il contributo convettivo dell’aria comburente, per il contributo conduttivo delle fasi più avanzate della griglia e per il contributo radiativo della combustione dei volatili al di sopra della griglia. • Essiccazione della biomassa: giunti ad una temperatura di circa 100°C l’umidità della

biomassa diventa vapore acqueo e si separa dalla biomassa.

• Pirolisi della biomassa: aumentando ancora la temperatura, la biomassa rilascia com-posti gassosi e TAR (ovvero comcom-posti catramosi allo stato di vapore alla temperatura di processo, ma liquidi alla temperatura ambiente). I gas sono composti principal-mente da idrocarburi leggeri (metano, etano ecc.) mentre il TAR è formato da com-posti organici ossigenati e idrocarburi più pesanti ed è il maggior responsabile della fuliggine della combustione.

• Ignizione e combustione del CHAR: la combustione del CHAR è una reazione etero-genea ed è la fase più lenta di tutto il processo di combustione della biomassa. Inoltre la reazione eterogenea di ossidazione coinvolge a sua volta numerosi processi quali la diffusione dell’ossigeno verso la particella, la sua diffusione attraverso i fori, il suo adsorbimento sulla superficie interna, la reazione dei reagenti, il desorbimento e la diffusione dei prodotti.

In realtà una suddivisione in fasi così netta è una schematizzazione volta a semplificare il processo di combustione. Infatti i fenomeni fisici prima elencati non sono così facilmente delineabili a causa delle molte variabili fisiche da cui dipendono. Per tale motivo, anche l’ottimizzazione di tutti i sistemi di combustione della biomassa risulta un’operazione molto complicata ed è materia di studio attuale. I sistemi di combustione ad oggi disponibili possono essere suddivisi in tre categorie:

• a polvere di biomassa: questi sistemi vengono utilizzati per la combustione di bio-masse polverulente, dove la dimensioni delle particelle rimane molto contenuta (20 mm) e il tenore di umidità sotto il 20%. Il polverino di biomassa, con una distri-buzione granulometrica estremamente omogenea, viene iniettato pneumaticamente all’interno del forno in miscela con la corrente d’aria primaria che li trasporta. • a letto fluido: sono combustori costituiti da una camera cilindrica verticale all’interno

della quale la biomassa brucia in un letto di materiale inerte (sabbia, carbonati ecc.) mantenuto in sospensione per mezzo di un flusso d’aria comburente introdotto dal basso (Figura 1.2a).

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1.2. COMBUSTIONE DELLA BIOMASSA E TIPI DI COMBUSTORI

• a letto fisso: rappresentano la tipologia più diffusa nei processi di combustione in quanto godono di notevoli vantaggi in termini di semplicità, economicità ed affida-bilità di funzionamento. Generalmente gli impianti di questo tipo presentano una griglia, fissa o mobile, al quale è affidato il compito di sostenere e far avanzare la biomassa durante il suo processo di combustione (Figura 1.2b)

Sebbene le caldaie a letto fluido siano dei sistemi con grandi potenzialità e con grandi margini di miglioramento, la tecnologia delle caldaie a griglia risulta al giorno d’oggi la più matura. Un punto di forza di questi ultimi impianti è la possibilità di utilizzare come combustibile solamente biomassa e di avere una grande flessibilità sul tipo di biomassa utilizzata. Inoltre non soffrono il problema di agglomerazioni del letto dove avviene la combustione. Quest’ultimo è invece un grande punto debole delle caldaie a letto fluido, dove le agglomerazioni possono rendere difficoltosa la fluidizzazione del letto e, nel peggiore dei casi, impedirlo completamente. Pur essendo un sistema semplice, le caldaie a griglia sono un sistema di combustione molto difficile da ottimizzare per garantire gli obiettivi standard di efficienza energetica.

(a) (b)

Figura 1.2: Rappresentazioni di una caldaia a griglia fissa (a) e di una caldaia a letto fluido bollente (b)

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1.3. MODELLI IN LETTERATURA PER IL LETTO DI BIOMASSA

1.3 Modelli in letteratura per il letto di biomassa

Ogni fase della combustione della biomassa è caratterizzata da tempi e temperature che di-pendono fortemente, oltre che dalle condizioni operative, dalla composizione della biomassa stessa. In questi ultimi anni sono stati sviluppati numerosi modelli teorici nel tentativo di spiegare quale fosse il comportamento del letto di combustibile durante una combustione su griglia e quali fossero le varie fasi del fenomeno. Le dinamiche che si sviluppano durante la combustione sono dipendenti dalla distribuzione nel letto delle particelle solide, dalla grandezza dei singoli elementi solidi di combustibile, dalle proprietà termofisiche della bio-massa e dalla tipologia di griglia. In termini generali, una caldaia a griglia standard, mobile o fissa che sia, è schematizzata come in Figura1.3.

Figura 1.3: Schematizzazione di una caldaia a griglia che brucia biomassa [17] La biomassa scorre al di sopra di una griglia inclinata e viene investita da una corrente d’aria dal basso verso l’alto. Da un punto di vista ingegneristico è possibile suddividere il letto di biomassa in diverse zone, in ognuna delle quali avviene una particolare fase del processo di combustione. Nella realtà però questa divisione in zone non è così netta e in molti casi in una medesima zona possono avvenire più fenomeni contemporaneamente. La zona immediatamente al di sopra della griglia può inoltre essere progettata in modo che si formino particolari fenomeni fluidodinamici di ricircolo dei fumi. Quest’ultimo permette una miglior combustione attraverso una diluizione della fiamma, diminuendo così i picchi di temperatura e le emissioni inquinanti. Successivamente è possibile prevedere un ingresso di aria di post-combustione affinché vengano ossidate le sostanze incombuste. La maggior parte dei modelli presentati in letteratura [6] [7] [8] [9] [10] [16] [17] [18] , salvo alcuni casi particolari, fanno riferimento a questa schematizzazione del sistema.

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Una modellazione dettagliata del processo di combustione della biomassa risulta un’ope-razione molto complessa e computazionalmente troppo onerosa. I processi di riscaldamento, essiccamento, pirolisi e combustione del char che coinvolgono la biomassa sono strettamen-te legati tra loro, dipendenti a loro volta dalle condizioni strettamen-termofisiche in cui si trova il letto. Le zone in cui avvengono i fenomeni di combustione non sono facilmente delineabili, ma variano puntualmente nella griglia. In realtà non sarebbe possibile neanche immaginare la combustione di biomassa su griglia come un processo perfettamente stazionario: durante lo spostamento longitudinale del letto, infatti, si ha la formazione e la distruzione di ca-nali preferenziali attraverso i quali l’aria comburente si insinua invece di distribuirsi con uniformità in tutto il volume del letto (Figura1.4).

Figura 1.4: Rappresentazione schematica della distribuzione granulometrica della biomassa (a sinistra) e simulazione della distribuzione locale del flusso di aria che attraversa il letto di biomassa in kg

m2_s (a destra) [6]

La presenza o meno di questi canali di cortocircuito è legata alla distribuzione gra-nulometrica della biomassa che forma il letto. Questo fenomeno, chiamato channeling [6], causa una riduzione della superficie di contatto tra aria e solido, provocando di conse-guenza una riduzione di tutti quei fenomeni di scambio di materia e di energia legati alla combustione. La continua formazione e collasso di questi canali è la principale causa di oscillazione dei parametri caratteristici di combustione della biomassa, che rendono quindi il fenomeno non-stazionario. Un’ipotesi semplificativa adottata in quasi tutte le modellazio-ni è la condizione di stazionarietà di tutto il processo, che equivale a supporre l’omogeneità granulometrica del letto di biomassa.

Un approccio usuale per la modellazione di questi problemi è quello di dividere la caldaia in due zone fisicamente distinte, ma fortemente accoppiate:

• il letto di biomassa che scorre sopra la griglia;

• la cosiddetta freeboard, zona in cui avviene la combustione dei volatili e del monossido di carbonio e lo scambio termico con il fascio tubiero.

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l’irraggiamento della fiamma aumenterà il suo contributo di scambio termico e una quota rilevante di energia termica radiante ritornerà nella sezione di ingresso dei gas. Questa quo-ta di energia verrà parzialmente assorbiquo-ta dalla superficie del letto di biomassa, provocando il riscaldamento degli strati superficiali, ma successivamente, per conduzione, saranno inte-ressati anche quelli sottostanti. Questo contributo termico influenzerà tutti quei fenomeni coinvolti nella combustione del letto di biomassa, di conseguenza cambieranno tempera-tura, velocità e concentrazioni di specie in ingresso alla freeboard (Figura1.5). Il fatto di aver suddiviso queste due zone permette di adottare modelli differenti per le due zone in cui avvengono fenomeni completamente differenti.

Figura 1.5: Rappresentazione schematica delle interazioni tra il letto di biomassa e la freeboard [7]

Si instaura quindi un problema iterativo tra i due sistemi: la convergenza si raggiunge quando le specie che lasciano il letto e l’irraggiamento sviluppato dalla loro ossidazione non variano il loro valore.

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Per quanto riguarda la modellazione del letto, in letteratura sono disponibili diversi approcci:

• Modello DEM (Discrete Element Method) [20] [21]: questo modello si basa sull’ipotesi che il letto di biomassa sia composto da un grande numero di particelle solide sferiche, in prima approssimazione di uguali dimensioni. Ognuna di queste particelle è sotto-posta alla sequenza di processi prima descritta (riscaldamento, essiccamento, pirolisi e combustione del char), rilasciando quindi specie chimiche e calore. Il trasporto di massa e di calore in questi sistemi e le reazioni chimiche associate sono strettamente legate al moto della particella lungo la griglia e per questo motivo vengono applicate le due equazioni cardinali della dinamica ad ogni singolo elemento:

d(mi~vi) dt = N X j=1 ~ Fij+ mi~g d(JiΩ~i) dt = N X j=1 ~ Mij

dove mi~vi è la quantità di moto della particella, JiΩ~i è il momento della quantità di

moto della particella, ~F è la forza esterna ed ~M è il momento della forza esterna che agiscono sulla particella. Sono inoltre assegnate ulteriori equazioni di elasticità e di attrito tra le particelle per schematizzare il loro contatto nel letto. Successivamente vengono adottate delle equazioni e correlazioni per le tre tipologie di scambio termico (conduttivo, convettivo e radiativo) sotto opportune ipotesi semplificative, come ad esempio considerare le particelle solide come corpi isotermi. Le tipologie di scambio termico tra le particelle sono le seguenti:

– scambio conduttivo tra le particelle;

– scambio convettivo tra particelle ed aria primaria; – scambio radiativo tra le particelle;

– scambio radiativo tra la freeboard e la superficie del letto;

Infine sono stati adottati dei modelli che possano schematizzare i processi di essicca-mento, devolatilizzazione e combustione del char delle particelle solide di biomassa. Nelle Figure1.6e1.7sono mostrati i profili di temperatura e di percentuali massiche di char nel letto di biomassa.

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Figura 1.6: Distribuzione di temperatura delle particelle solide (a sinistra) e della fase gassosa (a destra) nel letto di biomassa [20]

Figura 1.7: Rappresentazione del letto solido di biomassa in cui sono riportate le frazioni massiche di char di ogni particella [20]

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• Modello con rilascio uniforme delle specie chimiche [12] [19]: quest’ultimo modello è sicuramente il modello più semplice, ma anche il più rapido da implementare. Consiste nel calcolare i prodotti di essiccamento, di pirolisi e di combustione del char del letto sfruttando analisi sulla biomassa o modelli matematici di devolatilizzazione e combustione. Questi prodotti formeranno una miscela omogenea che sarà posta in ingresso alla freeboard della caldaia dove avverrà il processo di combustione vero e proprio.

• Modello con rilascio a gradini delle specie chimiche [9] [13] [14]: è il modello più uti-lizzato e consiste nell’utilizzare condizioni di rilascio delle specie dal letto di biomassa basate sull’esperienza e su misure sperimentali. Si divide la griglia dove scorre la bio-massa in 4 zone di riferimento. Ad ognuna viene assegnata una certa percentuale in massa di umidità, di volatili, di monossido di carbonio, di anidride carbonica e di aria primaria.

In letteratura sono riportati dei valori di riferimento di queste percentuali ottenute tramite misure sperimentali a ridosso del letto di biomassa (Figura 1.8):

Figura 1.8: Percentuali empiriche che esprimono la distribuzione delle varie sostanze lungo il letto di biomassa [10]

Le percentuali mostrate sono ricavate da misurazioni effettuate su sistemi reali, dun-que sono solamente un’inizializzazione al calcolo iterativo tra letto e freeboard. In generale, al variare della geometria di caldaia ed al variare del tipo di biomassa

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uti-1.3. MODELLI IN LETTERATURA PER IL LETTO DI BIOMASSA

• Modello FLIC (FLuid dynamic Incinerator Code) [6] [7] [8] [10] [16] [17] [18]: recen-temente sono stati sviluppati modelli per determinare le temperature e il fronte di ignizione e di combustione del letto insieme alle specie rilasciate sopra di esso e alle loro velocità. In origine questi modelli erano applicati per la combustione in griglia di rifiuti, ma il passaggio alla biomassa non ha creato nessuna complicazione. Questi modelli si basano nel considerare il problema bidimensionale descrivendo soltanto la coordinata z che descrive la posizione lungo la direzione di avanzamento del letto e la coordinata x perpendicolare al piano della griglia. In questo modo, preso un qualsiasi punto del letto, le sue condizioni valgono anche per tutti gli altri punti aventi stesse coordinate x e z. Il modello prevede la discretizzazione del letto di combustibile in tante celle (Figura1.9), in ognuna delle quali vengono risolte equazioni che esprimono bilanci di materia e di energia:

1. bilancio materiale sull’umidità; 2. bilancio materiale sui volatili; 3. bilancio materiale sul char; 4. bilancio materiale sul gas totale; 5. bilancio energetico sul gas; 6. bilancio energetico sul solido;

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Il letto di biomassa gioca un ruolo importante nella modellazione delle caldaie a griglia. Infatti le reazioni chimiche che avvengono all’interno della caldaia possono dipendere forte-mente dal modello del letto adottato. Tuttavia, per quanto riguarda i profili di velocità dei gas e il campo di temperatura all’interno della caldaia, il modello del letto non risulta così determinante: esso influenza solamente le zone vicine ad esso [9] [10]. Seppur recentemen-te siano stati sviluppati numerosi modelli basati su campagne sperimentali e studi molto accurati, la discontinua alimentazione della biomassa, le forti instabilità della combustione all’interno del letto e le incertezze sulle proprietà fisiche del letto rendono molto difficile la costruzione di un modello rigoroso e robusto.

La modellazione della freeboard viene effettuata adoperando generalmente un program-ma di fluidodinamica computazionale (CFD), che risolve equazioni di bilancio di program-massa, di energia, di quantità di moto e delle specie chimiche insieme ad equazioni che modella-no la turbolenza e la radiazione. Si costruisce dunque la geometria della caldaia a cui si assegnano delle condizioni al contorno calcolate da bilanci macroscopici e dal modello del letto. La radiazione calcolata verrà imposta come contributo termico in ingresso al bilancio di energia del letto di combustibile. La qualità della griglia di calcolo della freeboard è un parametro molto importante che può influenzare molto i risultati ottenuti, addirittura più del modello di combustione del letto di biomassa [10].

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Capitolo 2

Impianto EFMGT

2.1 Impianto

In Figura2.1è riportata la vista dall’alto dell’impianto POWERTEP con tutti i componenti numerati, mentre in Figura2.2è rappresentata la vista frontale dell’impianto.

Figura 2.1: Vista in pianta del sistema POWERTEP in cui sono rappresentati: la caldaia (1), l’impianto di potenza (2), lo scambiatore gas-acqua (3), il silo di contenimento della biomassa umida (4), il silo di contenimento della biomassa secca (5), l’essiccatoio (6) ed il camino (7)

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2.1. IMPIANTO

Figura 2.2: Vista frontale dell’impianto POWERTEP

La sezione termoelettrica dell’impianto è basata sulla tecnologia EFMGT (External Fired Micro Gas Turbine): si tratta di un ciclo turbogas ad aria in cui la combustione del metano è sostituita da uno scambio termico con i gas caldi della caldaia alimentata a biomassa. L’aria sfruttata nel ciclo termodinamico viene aspirata dall’ambiente e viene espulsa dalla bocca di uscita della turbina dopo aver ceduto al sistema di generazione parte del suo contenuto entalpico. Parte di questa aria, ad alta temperatura, viene sfruttata come aria comburente in caldaia per recuperare il suo contenuto energetico nella combustione.

La microturbina, costituita dal modello T100 prodotto ed installato da Turbec s.p.a. rappresentata in Figura2.3, è stata opportunamente modificata per funzionare con com-bustione esterna secondo il ciclo EFMGT ed è in grado di erogare a pieno carico ed in condizioni atmosferiche standard circa 75 kW di potenza elettrica e circa 300 kW di po-tenza termica. Il generatore elettrico e tutti i componenti rotanti (compressore e turbina) sono montati sullo stesso albero;

• Compressore: la turbec T100 usa un compressore centrifugo radiale per comprimere l’aria ambiente. Il rapporto di compressione è circa 4.5:1;

• Recuperatore: è uno scambiatore di calore aria-aria che trasferisce il calore residuo dell’aria in uscita dalla turbina all’aria d’ingresso al compressore, incrementando l’efficienza elettrica della microturbina;

• Turbina: la turbina è anch’essa di tipo radiale;

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retti-2.1. IMPIANTO

Figura 2.3: Schematizzazione del turbocompressore Turbec T100 in cui la camera di com-bustione a metano originale è stata sostituita dalla caldaia POWERTEP (a sinistra) e foto della turbina applicata all’impianto POWERTEP (a destra)

Il gruppo di potenza, di cui sono riportati peso e dimensioni in Tabella2.1 [3], risulta relativamente compatto:

Tabella 2.1: Dati relativi all’impianto di potenza Grandezza Unità di misura Valore

Altezza mm 1810

Lunghezza mm 2770

Larghezza mm 900

Peso kg ∼2500

La biomassa umida viene stoccata nel silo di contenimento ( Figura2.4). Se la biomassa ha una percentuale di umidità sufficientemente ridotta, essa è trasportata in un caricato-re posto vicino all’ingcaricato-resso della caldaia che sfrutta una coclea per dosacaricato-re la portata di biomassa di alimentazione. Se il tenore di umidità risulta troppo elevato, la biomassa, at-traverso un trasportatore pneumatico, è trasferita all’essiccatoio che utilizza i fumi caldi in uscita dalla caldaia per diminuire il tenore di umidità della biomassa. Una volta essiccata, la biomassa viene trasferita sempre per via pneumatica ad un secondo silo di contenimento ( Figura2.5) e successivamente viene trasportata al caricatore.

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2.1. IMPIANTO

Figura 2.4: Gruppo di potenza (a sinistra) e stoccaggio della biomassa umida (a destra) del sistema POWERTEP

Figura 2.5: Essiccatoio (a sinistra) e stoccaggio della biomassa essiccata (a destra) del sistema POWERTEP

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2.1. IMPIANTO

Il sistema è progettato per produrre energia elettrica ed allo stesso tempo recuperare il calore generato dal processo che altrimenti verrebbe disperso nell’ambiente. Le sorgenti termiche di recupero sono costituite dall’aria di processo in uscita dalla turbina dopo espansione in turbina e dai fumi di combustione della biomassa. Entrambe si presentano in forma gassosa ad elevata temperatura: il primo utilizzo termico che viene fatto è il processo di essiccazione; in aggiunta è possibile effettuare uno scambio termico gas-acqua con uno scambiatore esterno. Il flusso di gas caldi in uscita dall’essiccatore proveniente dalla caldaia costituisce l’unica emissione significativa di tutto l’impianto, in quanto la turbina in assenza di combustione interna espelle soltanto aria pulita. L’impianto di depurazione dei fumi, costituito essenzialmente da un multiciclone, completa il ciclo ed è in grado di abbassare il contenuto di polveri al di sotto delle soglie consentite dalla legislazione vigente.

In Figura 2.6è rappresentato il flow sheet dell’impianto POWERTEP.

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2.2. CALDAIA

2.2 Caldaia

Il combustore dell’impianto POWERTEP, progettato e realizzato da Metalref Hi Tech s.r.l., ha una potenza termica nominale di circa 550 kW, anche se nelle campagne sperimentali sono state raggiunte potenze termiche che superavano i 750 kW. La caldaia è progettata per funzionare in modo totalmente automatico senza la necessità di operatori per l’esercizio di regime. Le tre viste della geometria della caldaia sono riportate in Figura2.7,2.8e2.9.

Figura 2.7: Vista in pianta della geometria della caldaia con quotature in [mm]

Figura 2.8: Vista laterale in sezione mediana della geometria della caldaia con quotature in [mm]

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2.2. CALDAIA

Figura 2.9: Vista frontale della geometria della caldaia con quotature in [mm] Il modello prevede la presenza di un focolaio a griglia fissa. La biomassa viene alimen-tata da una coclea nella parte superiore della griglia: tramite un inverter è controllata la frequenza di rotazione della coclea e di conseguenza la portata di biomassa in ingresso sopra la griglia. La carpenteria esterna è realizzata con pannellature a sandwich con coibentante interno. L’aria comburente è regolata su 3 livelli (Figura2.10):

• Aria primaria, immessa al di sopra della coclea di alimentazione della biomassa tramite 7 fori circolari con un diametro di circa 2 cm.

• Aria secondaria, immessa sulla superficie verticale di ogni gradone tramite 10 fori circolari anch’essi di diametro 2 cm.

• Aria di post-combustione, immessa sulle superfici laterali del letto attraverso 8 fori di forma quadrata di lato circa 10 cm.

Figura 2.10: Coclea di alimentazione biomassa e i 7 fori dell’aria primaria (a sinistra) e i gradini della griglia fissa con fori dell’aria secondaria e di post-combustione (a destra)

Una volta completata la combustione, la cenere della biomassa viene espulsa attraverso una seconda coclea posta nella parte inferiore della griglia. Il modulo in cui avviene lo scambio termico tra i fumi di caldaia e l’aria di processo della turbina trova sistemazione

(27)

2.2. CALDAIA

all’interno del combustore ed è costituito da uno scambiatore di calore aria-fumi a fascio tubiero (Figura2.11). Ci sono in totale 56 tubi ad arco che sono divisi in due fasci, il primo composto da 26 tubi ed il secondo da 30. Al di sotto della seconda schiera di tubi, sono presenti degli scalini di materiale refrattario con la funzione di ridurre l’area di passaggio dei fumi così da incrementarne la velocità di attraversamento e di conseguenza il coefficiente di scambio convettivo.

Figura 2.11: Vista frontale dell’interno della caldaia in cui si notano gli scalini di materiale refrattario, il fascio tubiero e la zona della griglia (a sinistra); particolare della zona della griglia dove si vedono i gradini e la coclea di espulsione delle ceneri nella zona inferiore (a destra)

Nella zona di uscita dei fumi è presente una sonda che misura le concentrazioni delle specie chimiche e la temperatura dei fumi (Figura 2.12). Queste misurazioni saranno di estrema importanza per il bilancio di massa e di energia che saranno propedeutici per l’impostazione del calcolo in Fluent. La caldaia a biomassa è interamente gestita da un quadro di comando e controllo con logica a microprocessore in grado di regolare i parametri della combustione con ingressi pilotati direttamente dal microcontrollore della turbina. Il sistema è dotato di un display per la visualizzazione di tutte le grandezze monitorate.

(28)

2.3. CAMPAGNE SPERIMENTALI

2.3 Campagne sperimentali

Per lo studio del sistema POWERTEP, sono state compiute campagne sperimentali utiliz-zando diversi tipi di biomasse, tra cui:

• Cippato di pioppo • Verde urbano • Canna comune • Nocciolino

Per ogni tipo di biomassa sono state effettuate le Proximate and Ultimate Analysis in laboratorio. Queste analisi riportano i seguenti valori:

• Potere calorifico superiore (HHV ) ed inferiore (LHV ) della biomassa tal quale; • Percentuali massiche di carbonio, idrogeno, zolfo, azoto e ceneri rispetto alla biomassa

secca. Quella di ossigeno si ottiene per differenza;

• Percentuali massiche di volatili, carbonio fisso, umidità e ceneri rispetto alla biomassa tal quale.

• Frazioni percentuali e in ppm di metalli e non metalli che compongono le ceneri; Di seguito sono riassunte le analisi effettuate per il cippato:

Tabella 2.2: Tabella riassuntive delle analisi effettuate sul cippato. (La composizione delle ceneri è stata omessa per semplicità)

Tipo di analisi Grandezza misurata Unità di misura Valore

Proximate Analysis Volatili % sul t.q. 64

Carbonio fisso % sul t.q. 13.4

Umidità % sul t.q. 21.9 Ceneri % sul t.q. 0.7 Ultimate Analysis C % su s.s. 52.1 H % su s.s. 6.2 N % su s.s. 0.1 S % su s.s. 0.02 Ceneri % su s.s. 0.9 O % su s.s. 40.68

Misura in bomba calorimetrica LHV [MJ/kg] 15.52

(29)

Per ogni biomassa, salvo la canna comune, sono state effettuate più campagne speri-mentali a diversi regimi di potenza elettrica. In Tabella2.3sono riportati i vari casi. Tabella 2.3: Tabella in cui si riporta il numero della campagna sperimentale con la rispettiva potenza elettrica generata dalla turbina

Tipo di biomassa Numero campagna Potenza erogata dalla turbina [MW] Cippato 1 69.7 2 66 3 65.8 4 72.5 5 69.4 Nocciolino 1 11.1 2 57 3 68 4 69 Verde urbano 1 20 2 16.2 3 16.7

Canna comune 1 Dato non disponibile

Per il cippato e per il nocciolino è stata raggiunta la potenza elettrica massima del-l’impianto, mentre per gli altri due tipi di biomasse è stata effettuata soltanto un’analisi a regime parziale. Per tale motivo vengono utilizzati i dati della combustione del cippa-to relativi alle condizioni di massimo regime dell’impiancippa-to e, di conseguenza, più stabili. Durante le campagne sperimentali, l’essiccatore è stato utilizzato solamente per il verde urbano e per la canna comune, mentre il cippato ed il nocciolino sono stati introdotti in caldaia con la stessa percentuale di umidità calcolata nelle Proximate Analysis.

(30)

Le misurazioni fornite sono le seguenti:

• Frazione volumetrica dell’ossigeno nei fumi (Figura 2.13);

• Frazione volumetrica dell’anidride carbonica nei fumi (Figura2.13); • Frazione del monossido di carbonio nei fumi [ppm];

• Frazione degli ossidi di azoto nei fumi [ppm]; • Frazione dell’anidride solforosa nei fumi mg N m3

;

• Portata in massa della biomassa in ingresso in caldaiahkg h

i

• Temperatura in ingresso ed in uscita dalla caldaia dell’aria del ciclo di potenza [°C](Figura 2.14);

• Temperatura dei fumi in uscita dalla caldaia [°C] (Figura 2.15); • Temperatura dell’aria in uscita dalla turbina [°C];

• Temperatura di focolare [°C];

• Temperatura dell’aria ambiente [°C]; • Potenza elettrica generata [MW]; • Regime di rotazione della turbina hgiri

mini;

Sono inoltre disponibili i valori della portata in massa inhkg

h i delle tre distribuzioni di

aria comburente in ingresso alla caldaia. Sfortunatamente questi valori non sono pienamente attendibili dato che il misuratore di portata è posizionato in prossimità di un gomito della tubazione.

(31)

Figura 2.13: Concentrazioni volumetriche di ossigeno e anidride carbonica misurata nei fumi in uscita dalla caldaia misurate nella campagna n°4 del cippato

Figura 2.14: Temperatura dell’aria che partecipa al ciclo turbogas in ingresso e in uscita dal fascio tubiero misurate nella campagna n°4 del cippato

(32)

Figura 2.15: Temperatura dei fumi in uscita dalla caldaia misurata nella campagna n°4 del cippato

In Tabella 2.4sono riportati i valori medi delle grandezze fisiche misurate nella cam-pagna n°4 del cippato, che saranno presi come valori di riferimento per i bilanci materiali ed energetici successivi, propedeutici per la simulazione numerica. Alcune grandezze, come il regime di rotazione della turbina o la temperatura dell’aria ambiente, non sono state riportate poiché non necessarie.

Tabella 2.4: Valori numerici medi della campagna n°4 del cippato che verranno presi come valori di riferimento per i bilanci successivi

Grandezza Misurata Unità di misura Valore numerico

O2 % su fumi secchi 11.9 CO2 % su fumi secchi 7.8 CO ppm 45 N Ox ppm 42 SO2 _{N m}mg3 22 Tair,IN °C 470 Tair,OU T °C 791 Tair,comb °C 493 Tf lue °C 748 Pel MW 72.5 ˙ mbio kgs 0.051

(33)

Oltre a queste misurazioni, eseguite sugli ingressi e sull’uscita della caldaia, vengono eseguite anche misurazioni in fiamma, ossia all’interno della camera di combustione (Figura

2.16). Viene utilizzato un pirometro raffreddato ad acqua (suction pyrometer) per le misure di temperatura, mentre una sonda di campionamento accoppiata ad uno FTIR (Fourier Transform Infrared Spectroscopy) è utilizzata per la misura delle concentrazioni delle specie chimiche (Figura 2.17). Sono state effettuate in direzione assiale, utilizzando 13 punti di campionamento ad una distanza di 200 mm uno dall’altro, e trasversale, con 10 punti di campionamento. .

Figura 2.16: Viste della caldaia in cui sono riportate le quotature dei punti di misura delle due sonde IFRF, assiale e trasversale

(34)

Figura 2.17: Rappresentazione della sonda utilizzata per la misurazione in caldaia di temperatura e concentrazioni chimiche

L’introduzione delle sonde di misurazione all’interno della caldaia può causare dei di-sturbi alle grandezze misurate, distorcendo il campo di moto e di conseguenza il cam-po di temperatura e le zone di reazione. Inoltre le misurazioni, in particolare quelle di temperatura, sono affette da errori di vario tipo, quali:

• Errori legati allo scambio termico di tipo convettivo; • Errori legati allo scambio termico di tipo radiante; • Errori legati allo scambio termico di tipo conduttivo; • Errori legati alla velocità dei gas;

• Errori legati alla termocoppia; • Errori legati al voltmetro.

Una stima dell’errore associato a misure di temperatura attraverso il suction pyrometer è stata effettuata per prove di combustione in una fornace semi-industriale [15]. Sulla base di tale stima è ragionevole assumere un errore complessivo sulle misure di temperature di circa ±40o_C_{. Per quanto riguarda le misure di concentrazione delle specie chimiche, gli}

(35)

Nelle Figure2.18e2.19, sono riportate rispettivamente le temperature e le frazioni volu-metriche delle specie misurate dalle sonde assiale e trasversale nella campagna sperimentale n°4 del cippato con i rispettivi errori di misurazione.

(a)

(b)

Figura 2.18: Valori di temperatura misurati in fiamma dalla sonda assiale (a) e dalla sonda trasversale (b)

(36)

(a)

(b)

Figura 2.19: Frazioni volumetriche di O2, CO2, CO e NO misurate in fiamma dalla sonda

assiale (a) e dalla sonda trasversale (b)

(37)

Capitolo 3

Modellazione del processo

Al fine di ottenere una caratterizzazione complessiva del sistema EFMGT, nonché una valutazione più dettagliata della caldaia a griglia per la successiva analisi numerica, si è scelto di utilizzare il simulatore di processo Aspen Plus® _{per lo studio dei vari flussi di}

massa e di energia di tutto il processo. Parallelamente è stato sviluppato un foglio di calcolo per verificare i risultati ottenuti dal simulatore relativi alla camera di combustione.

Gli obiettivi di questa analisi sono:

• descrivere il processo e le sue dinamiche energetiche, valutandone l’efficenza globale. • ottenere dei dati necessari alla successiva fase di modellazione CFD della caldaia.

3.1 Modellazione con simulatore di processo

Il modello implementato in Aspen Plus®_{, come rappresentato in Figura} _3.1_{, può essere}

visto come somma di due sottosistemi fra loro accoppiati:

• il ciclo di potenza, rappresentato nella parte superiore del modello;

• il processo di combustione della biomassa che avviene all’interno della caldaia. Essi sono strettamente connessi dallo scambio termico che avviene nel fascio tubiero e da una frazione della portata d’aria in uscita dalla turbina che sarà utilizzata come aria comburente all’interno della caldaia. Per semplicità di descrizione, si analizzeranno i due sistemi separatamente.

(38)

3.1. MODELLAZIONE CON SIMULATORE DI PROCESSO

(39)

3.1. MODELLAZIONE CON SIMULATORE DI PROCESSO

3.1.1 Modellazione del ciclo Bryton aperto

I valori numerici del modello qui descritto fanno riferimento alla campagna n°4 del cippato. L’aria che partecipa al ciclo turbogas è rappresentata dal flusso AIR-IN con una por-tata in massa di 0.68 kg

s ad una temperatura di 15°C. Essa viene compressa fino a una

pressione di circa 4 bar dal blocco COMP, raggiungendo una temperatura di circa 200°C. Attraversando il rigeneratore RIG, essa scambia calore con l’aria più calda in uscita dalla turbina e la sua temperatura sale fino ad un valore di 470°C. Dopo il rigeneratore, l’aria del ciclo attraversa il fascio tubiero della caldaia (blocco BEAM nello schema) e scambia calore con i fumi di combustione raggiungendo una temperatura di circa 790°C. La poten-za termica scambiata nel fascio tubiero ˙Qcycle è pari a 243 kW. In uscita dalla caldaia, il

flusso d’aria viene espanso dalla microturbina rappresentata dal blocco TURB, portandosi ad una temperatura di circa 500°C, sufficientemente alta da poter esser sfruttare il suo contenuto energetico nel rigeneratore. Infine l’aria esausta ad una temperatura di circa 220°C viene in parte miscelata ai fumi di combustione (flusso 15) ed in parte utilizzata come aria comburente nella caldaia (flusso 14). Per la separazione ed il miscelamento si sono sfruttati rispettivamente i blocchi SPLIT e MIXER.

Il sistema reale prevede che il flusso di aria 14 sia direttamente collegato al blocco VOL-COMB dove avviene la combustione, ma per problemi di convergenza del modello si è preferito lasciare scollegati i due e adoperare un processo di risoluzione iterativo.

Supponendo un rendimento isoentropico di turbina pari ηiso,turb = 0.92, un rendimento

meccanico di turbina pari a ηmecc,turb = 0.93, un rendimento isoentropico del compressore

pari a ηiso,comp = 0.835 e un rendimento meccanico del compressore pari a ηmecc,comp =

0.92, si ha un lavoro all’albero pari a 73 kW. Di conseguenza il rendimento del ciclo turbogas è pari a:

ηT G=

Pel

Qcycle

= 0.298

3.1.2 Modellazione della combustione in caldaia

I valori numerici presentati in questa analisi fanno riferimento alla campagna n°4 del cip-pato. L’ingresso della biomassa è simulato dal blocco BIOMASS. Essa è trattata come un componente non convenzionale, di cui vengono assegnati come input le Proximate ed Ultimate Analysis e il suo potere calorifico inferiore. La biomassa, che entra in caldaia con una temperatura di 9°C, viene riscaldata fino ad una temperatura di 100°C dal blocco RISC1. Questa è la temperatura alla quale sperimentalmente si rileva essere maggiormente concentrato l’essiccamento della biomassa. Successivamente con il blocco DRYER si effet-tua una separazione fittizia della corrente non convenzionale di biomassa umida in una corrente composta da una sottocorrente di acqua e di una sottocorrente non convenzionale di biomassa secca. Il blocco RISC2 fornisce il calore latente di evaporazione della

(40)

umidi-3.1. MODELLAZIONE CON SIMULATORE DI PROCESSO

A questo punto, continuando l’analisi lungo la linea del solido, si effettua un riscalda-mento della biomassa attraverso il blocco RISC3 fino ad una temperatura di rifeririscalda-mento di 830°C, in cui avviene il fenomeno della pirolisi nel blocco PYRO. A questo punto, tramite modelli in letteratura o tramite misurazioni sperimentali, si definiscono le percentuali in massa dei prodotti di pirolisi. Per semplicità si assume che questi prodotti siano gli ele-menti forniti dalla Ultimate Analysis. Nel blocco DEV i prodotti di pirolisi vengono divisi in due flussi, uno gassoso composto da idrogeno, azoto, zolfo ed ossigeno, e l’altro solido composto da char e ceneri. Le tre portate H20-VAP, VOLATIL e 7 vengono riscaldate alla stessa temperatura, intesa come una temperatura media di combustione, attraverso i blocchi RISC5, RISC6 e RISC4. Il valore di questa temperatura è definita attraverso una funzione di Aspen Plus® _{definita Design Specification: si fissa un valore di target di una}

certa grandezza e se sceglie un’altra come variabile per ottenere il risultato previsto. In questo caso la specifica è la temperatura dei fumi in uscita dalla caldaia e la grandezza utilizzata come variabile è proprio la temperatura media di combustione. Dalle misurazioni in cui la temperatura dei fumi in uscita dalla caldaia risulta 748°C, la temperatura media di combustione ha un valore di circa 1090°C. La funzione Design Specification di Aspen Plus® è stata utilizzata anche per il calcolo della portata di aria comburente in ingresso in caldaia, utilizzando come specifica la frazione molare di ossigeno nei fumi in uscita dal-la caldaia pari a 11.9%, ottenendo un valore di 0.527 kg

s. I volatili vengono ossidati con

l’aggiunta dell’aria di combustione nel blocco VOL-COMB ed i prodotti vengono inviati nel blocco CHAR-COM in cui il char, che per semplicità è stato assimilato a carbonio grafitico, viene ossidato. Infine i prodotti della combustione, l’azoto e l’ossigeno in eccesso vengono separati dalle ceneri e dalla percentuale di char incombusto mediante il blocco ASH-FORM. Infine le due correnti gassose 11 (vapore acqueo) e P-CHAR-C (prodotti di combustione) che si trovano alla stessa temperatura vengono miscelati insieme formando il flusso HOT-GAS. Quest’ultimo costituisce il reale output della griglia, ovvero i gas caldi che nel blocco BEAM cederanno il loro contenuto energetico all’aria del ciclo che scorre nel fascio tubiero. Tutti i flussi termici dei riscaldamenti e delle reazioni chimiche vengo-no collegati ad un blocco devengo-nominato EN-BALAN che effettua un bilancio termico della camera di combustione, calcolando quindi le sue dispersioni termiche pari ad un valore di circa 113 kW.

(41)

3.2. BILANCI DI MASSA E DI ENERGIA DELLA CALDAIA

3.2 Bilanci di massa e di energia della caldaia

La camera di combustione ricopre un ruolo determinante in questo sistema energetico e per tale motivo merita di essere tratta con particolare attenzione: bilanci di massa e di energia aggiuntivi sono stati effettuati per un ulteriore verifica dei valori ottenuti dal simulatore di processo Aspen Plus®_{. La caldaia è trattata come una black box che interagisce con}

l’esterno tramite scambi di materia (ingressi e uscite) e di calore. Le equazioni di bilancio di massa e di energia sono rispettivamente.

• BILANCIO DI MASSA ˙

mbio+ ˙mair,comb+ ˙mair,IN = ˙mf lue+ ˙mair,OU T + ˙mash

dove, essendo il fascio tubiero ad un solo ingresso e ad una sola uscita, si ha che: ˙

mair,IN = ˙mair,OU T

• BILANCIO DI ENERGIA ˙

Qcycle+ ˙Qloss= ˙mbioLHVbio+ ˙mair,comb∆hair,comb− ˙mf lue∆hf lue

dove:

˙

Qcycle= ˙mair¯cp,air(Tair,OU T − Tair,IN)

Le due equazioni soprascritte non sono sufficienti a chiudere il problema, infatti le incognite sono in tutto tre: ˙mair,comb, ˙mf lue e ˙Qloss.

A tal proposito è necessario considerare il processo di combustione della biomassa, in cui si schematizza, per semplicità, che ogni elemento si ossidi completamente e che non ci sia formazione di NOx. Le reazioni a cui si fa riferimento sono le seguenti:

C + O2−→ CO2

H + O2 −→ H2O

S + O2−→ SO2

L’azoto presente nell’aria e nella biomassa è considerato inerte e la somma delle loro portate si conserva durante il processo di combustione. In questo modo si riesce a calcolare la quantità di ossigeno stechiometrica per ossidare la biomassa e, di conseguenza, la portata in massa d’aria stechiometrica richiesta.

(42)

3.3. DISCUSSIONE DEI RISULTATI

A tal proposito si definisce il rapporto tra massa d’aria comburente e massa di combu-stibile αstoic: αstoic= ˙ mair,comb,stoic ˙ mbio

Come ben noto, nelle camere di combustione industriali la portata di aria comburente si allontana di molto dal valore stechiometrico. Per il calcolo dell’aria in eccesso si è sfruttata la percentuale volumetrica di ossigeno misurata nei fumi in uscita. Si è determinato così il rapporto aria combustibile reale:

α = m˙air,comb ˙ mbio

da cui si ottiene l’eccesso d’aria: e = α − αstoic αstoic = α αstoic − 1 = m˙air,comb ˙ mair,comb,stoic − 1

Nella campagna n°4 del cippato, l’eccesso d’aria risulta pari ad un valore di e=1.29. Una volta calcolata la portata d’aria complessiva è possibile calcolare con il bilancio di massa la portata dei fumi in uscita e, con il bilancio di energia, le dispersioni termiche della caldaia ˙Qloss.

Per la visione dettagliata dei bilanci e dei valori numerici delle varie grandezze si rimanda all’Appendice B.

3.3 Discussione dei risultati

Riguardo al processo di combustione, i due approcci qui presentati percorrono strade differenti:

• Aspen Plus®_{: considera il processo di combustione come l’insieme di tre fasi distinte:}

evaporazione dell’umidità, pirolisi e combustione dei volatili e combustione del char. I calcoli della portata in massa di aria comburente e delle dispersioni termiche vengono effettuati sfruttando l’opzione Design Specification fino a che non si

• Foglio di calcolo: considera inizialmente la portata d’aria comburente stechiometrica per la completa ossidazione della biomassa, per poi calcolare la portata effettiva con la percentuale di ossigeno nei fumi. Successivamente viene applicato un bilancio termico alla caldaia in cui si considerano solamente gli ingressi e le uscite dei flussi di massa e di energia, senza indagare step intermedi.

I risultati ottenuti con i due diversi modelli di sistema coincidono. Il valore della por-tata in massa d’aria comburente è pari a 0.527 kg

s e le dispersioni termiche della caldaia

(43)

Capitolo 4

Modello numerico della caldaia

4.1 Dominio di calcolo

La caldaia del sistema POWERTEP può essere divisa in due zone:

• Una zona dedicata alla combustione della biomassa nella quale trova spazio la griglia mobile. Quest’ultima è situata nella parte inferiore della caldaia.

• Una seconda zona dedicata allo scambio termico tra i fumi e l’aria che partecipa al ciclo termodinamico.

In un primo approccio, la modellazione trascura la zona dove si sviluppa la griglia, prendendo in considerazione solamente la zona contenente gli scalini di materiale refratta-rio e il fascio tubiero come evidenziata in Figura 4.1. Si trascura inoltre la modellazione del coibentante esterno. La costruzione della geometria della caldaia è stata effettuata utilizzando il pacchetto Workbench del software ANSYS v15®_.

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4.2. GRIGLIA DI CALCOLO

La geometria della caldaia è rappresentata in Figura4.2.

Figura 4.2: Geometria della caldaia

4.2 Griglia di calcolo

La griglia di calcolo è stata generata con il software ICEM 15®_{. Le superfici del}

model-lo sono state denominate in modo diverso al fine di assegnare opportune condizioni al contorno:

• INLET: sezione in cui i gas provenienti dal letto di biomassa entrano in caldaia; • OUTLET: sezione di uscita dei fumi di caldaia;

• PIPES: fascio tubiero dove avviene lo scambio termico; • WALL: parete superiore e pareti laterali della caldaia; • BOTTOM: superficie di base della caldaia;

• STEPS: scalini di materiale refrattario della caldaia.

La griglia è di tipo non strutturato composta da soli tetraedri. Ciò è stato dettato dalla complessità della geometria. La griglia risulta inoltre molto fitta a ridosso dei tubi, mentre diviene sempre più lasca allontanandosi da essi.

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4.2.1 Indipendenza dei risultati dalla griglia di calcolo

Sono state costruite quattro griglie di calcolo con numero differente di celle, da 1.85 M a 4.3M, come mostrato in Tabella4.1. La qualità minima degli elementi è inoltre riportata. Per il significato dei due criteri di qualità Minimum Orthogonal Quality e Aspect Ratio si veda l’Appendice C.

Tabella 4.1: Qualità, numero di elementi e tipologia di cella delle varie griglie di calcolo Numero di elementi Minimum orthogonal quality Tipo di celle

1850000 0.3588 Solo tetraedri

Il numero di celle di calcolo risulta essere molto elevato a causa della grande dimensione della caldaia e del fatto che piccole celle debbano essere utilizzate in molte parti della stessa al fine di descrivere in modo accurato alcuni particolari quali, ad esempio, i tubi nella zona di loro intersezione. E’ stato effettuato uno studio di indipendenza dei risultati della griglia di calcolo, per cercare di individuare la griglia con un numero sufficiente di celle a descrivere in modo soddisfacente il sistema. Tale studio è effettuato attraverso simulazioni isoterme non reattive, nelle quali è alimentata aria in ingresso alla caldaia. Le BC’s assegnate sono le seguenti:

• Mass Flow Inlet alla sezione INLET, imponendo una portata in massa di aria pari a 5 kg/s con direzione dei vettori velocità normale alla sezione;

• Pressure Outlet alla sezione OUTLET; • Wall a tutte le altre superfici della caldaia.

Vengono confrontati i valori del modulo della velocità calcolati lungo la linea che passa per il baricentro delle sezioni con versore normale z.

La Figura 4.3 mostra come le predizioni di velocità ottenute con le varie griglie siano in accordo tra di loro, ad eccezione di qualche leggera differenza per la griglia da 2.3M di celle. E’ stato quindi scelto di utilizzare a griglia meno fitta composta da 1.85M di celle per limitare i tempi di calcolo computazionale.

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Figura 4.3: Modulo dei vettori velocità calcolati lungo l’asse della caldaia in funzione del numero di elementi della griglia (i numeri in legenda rappresentano il numero di milioni di celle)

4.2.2 Conversione della griglia tetraedrica in poliedrica

La costruzione di griglie costituite da celle tetraedriche risulta un’operazione relativamen-te semplice eseguita in modo automatico da molti software di CFD. Nonostanrelativamen-te ciò, le griglie tetraedriche presentano degli svantaggi: la cella tetraedrica non può essere stirata eccessivamente affinché si possa raggiungere una buona accuratezza del calcolo, perciò in prossimità dei boundary layers sono necessarie un numero molto maggiore di celle rispetto griglie esaedriche. Inoltre una cella tetraedrica confina solamente con altre quattro celle e il calcolo dei gradienti nel suo centroide può risultare un’operazione difficoltosa e poco accurata. D’altro canto, come detto in precedenza, celle di calcolo esaedriche non possono essere adottate per il presente caso a causa della complessità geometrica della caldaia. Un metodo per cercare di diminuire il numero di celle della griglia di calcolo e di mantenere una buona accuratezza dei risultati è quello di utilizzare celle poliedriche: esse permettono un calcolo più preciso dei gradienti grazie al numero elevato di celle confinanti con ognu-na (in genere uognu-na deciognu-na). Per tale motivo, la griglia non strutturata tetraedrica è stata trasformata in una griglia costituita da poliedri (Figura4.4).

(47)

Figura 4.4: Rappresentazioni della griglia della caldaia con celle tetraedriche (sopra) e celle poliedriche (sotto)

La griglia di calcolo adottata ha dunque le seguenti caratteristiche:

Tipo di celle Poliedri

Numero di elementi della griglia tetraedrica di partenza 1.85 milioni

Numero di elementi 814846

Minimum Orthogonal Quality 0.3956

Minimum Aspect Ratio 1.4857

Anche in questo caso si sono effettuate delle prove preliminari al fine di valutare l’in-dipendenza dei risultati della griglia di calcolo. I risultati anche in questo caso risulta-no praticamente coincidenti (Figura 4.5. Inoltre nel caso di griglia poliedrica, la maggior accuratezza nell’interpolazione rende la convergenza molto più stabile.

(48)

4.3. MODELLO FISICO

Figura 4.5: Modulo dei vettori velocità calcolati lungo l’asse della caldaia in funzione del numero di elementi della griglia (i numeri in legenda rappresentano il numero di milioni di celle)

4.3 Modello Fisico

Il modello termofluidodinamico si basa su una trattazione monofase della camera di com-bustione con un’opportuna trattazione dell’ingresso di portata, specie chimiche e tempe-ratura legato al letto di biomassa. Le equazioni Favre-averaged Navier Stokes (FANS) sono risolte con il metodo a volumi finiti attraverso il software ANSYS Fluent v.15. La chiusura del tensore degli sforzi di Reynolds è realizzata attraverso il modello di turbo-lenza Standard k − (Sk) [23] [24], modello largamente usato nelle applicazioni di tipo industriale. Il modello si basa sull’ipotesi di Bussinesq per la modellazione del tensore de-gli sforzi di Reynolds attraverso l’introduzione di una viscosità turbolenta. Nel modello Standard k − (Sk) la viscosità turbolenta è valutata attraverso l’energia cinetica tur-bolenta k ed il suo grado di dissipazione , grandezze per le quali sono risolte due ulteriori equazioni di trasporto. Questo modello di natura semiempirica è risultato robusto ed eco-nomico dal punto di vista computazionale. Per uno studio di affidabilità, tuttavia, sono stati verificati anche i modelli di turbolenza Realizable k − (Rk) [25] ed il k − ω [26]. Il modello di combustione scelto, necessario a valutare il tasso di scomparsa o produzione di una specie chimica in un flusso reattivo turbolento, è l’Eddy Dissipation Model (EDM) [27]. Tale modello considera il mescolamento turbolento controllante il tasso di reazione e ben si adatta a molti casi di combustione in presenza di reazioni molto veloci. Il tasso di reazione Ri,r (dove i sono i prodotti della reazione r) ha una proporzionalità diretta con

(49)

4.3. MODELLO FISICO

con l’energia cinetica turbolenta k. Più precisamente il tasso di reazione è definito come il minimo tra i valori di queste due equazioni:

Ri,r= νi,r0 Mw,iAρ

kmin<

Y<

ν_<,r0 Mw,<

!

Ri,r = νi,r0 Mw,iABρ

k P PYP PN j νj,r00 Mw,j dove: • ν0

i,r è il coefficiente stechiometrico della specie i-esima che partecipa alla reazione r;

• Mw,i è il peso molecolare della specie i-esima;

• A e B sono due costanti empiriche per le quali sono suggeriti i valori A=4 e B=1; • ρ è la densità della miscela;

• Y< e YP sono le frazioni in massa dei reagenti e dei prodotti;

• k ed sono rispettivamente l’energia cinetica turbolenta ed il suo grado di dissipa-zione;

La letteratura sulla modellazione di caldaia mostra come questo modello sia quello sempre utilizzato, anche se sono state proposte delle variazioni alle costanti empiriche [9] [10]. Data la semplificazione dell’interazione tra cinetica chimica e turbolenza, ha senso utilizzare solo cinetiche globali a due reazioni:

• vol + νO2O2 −→ νCOCO + νH2OH2O + νSO2SO2+ νN2N2 • CO + 0.5O2−→ CO2

La prima reazione rappresenta la combustione dei volatili che entrano all’interno della camera di combustione insieme all’aria comburente, ai prodotti di ossidazione del char ed al vapore acqueo sviluppatosi dell’umidità della biomassa. La seconda, più lenta, rappre-senta il completamento della combustione, con l’ossidazione del monossido di carbonio ad anidride carbonica.

Il modello utilizzato per la radiazione è il modello P1, o anche detto modello delle armoniche sferiche, il caso più semplice del più generale modello P-N [28] [29].

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4.4. CONDIZIONI AL CONTORNO

4.4 Condizioni al contorno

Condizioni al contorno (BCs - Boundary Bonditions) devono essere associate ad ogni su-perficie del dominio per la determinazione del problema. Le condizioni al contorno per la sezione INLET variano a seconda del modello adottato e saranno elucidate nel Capitolo 5. Qui di seguito evngono quindi riportate le condizioni al contorno per tutte le altre superfici. • WALL: la BC da utilizzare è wall, ovvero una parete solida su cui viene applicata la No-Slip Condition del fluido. Come Thermal BC si assegna un flusso termico per unità di area calcolato a partire dal ˙Qloss, risultato del bilancio termico

macroscopi-co della caldaia, dividendo la potenza termica dispersa per l’area delle pareti della caldaia. Si ottiene così un flusso termico specifico per unità di area da inserire nelle BC. Nel caso della campagna n°4 del cippato il flusso termico ha un valore di 3.62

kW

m2. E’ necessario, inoltre, assegnare anche il materiale e lo spessore delle pareti della caldaia. Il materiale scelto è un materiale refrattario con una conducibilità stimata intorno ai 0.7 W

mK e di spessore circa 30 cm con un’emissività interna del materiale

pari a 0.6, costante al variare dell’angolo di incidenza e della temperatura;

• PIPES: anche qui si assegna la BC di wall. Come Thermal BC anche in questo caso si impone un flusso termico costante sulla superficie del fascio tubiero, pari ad un valore di 6.38 kW

m2 (riferito alla campagna n°4 del cippato). Per motivi di semplicità non è stato simulato lo scambio di calore reale tra fumi ed aria. I tubi sono schematizzati come un corpo solido che funge da pozzo termico. La condizione di flusso termico costante lungo il fascio tubiero è giustificata da uno studio precedente sullo stesso sistema [4].

• BOTTOM: quest’ultimo viene trattato allo stesso modo delle pareti della caldaia; • STEPS: Anche questa PART è impostata come wall. Si ipotizza inoltre che il flusso

termico in uscita dalla base degli scalini sia un valore trascurabile.

• OUTLET: la BC assegnata è una pressure outlet. Vengono inoltre definite condizioni sulla turbolenza e sulla composizione che non influenzano direttamente i risultati della simulazione, salvo nel caso in cui sia presente un fenomeno di riflusso dove è quindi necessario definire l’ambiente esterno.

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4.5. PARAMETRI DEL SOLUTORE

4.5 Parametri del solutore

Il calcolo è stato compiuto adottando un Pressure-Based Solver: in questo metodo l’equazio-ne di continuità del campo di velocità è risolta indirettamente soddisfacendo un’equaziol’equazio-ne che ha come incognita la pressione. Questa equazione è derivata da una manipolazione delle equazioni di bilancio di massa e di quantità di moto del fluido. Siccome queste equa-zioni sono non-lineari e strettamente accoppiate una all’altra, la soluzione viene raggiunta con un processo iterativo. L’algoritmo di risoluzione per questo problema accoppiato tra i campi di pressione e di velocità è il SIMPLE [30]. Tutte le simulazioni sono state inizializ-zate con l’algoritmo di interpolazione First Order Upwind per l’equazione della quantità di moto, per l’equazione dell’energia cinetica turbolenta, per l’equazione del grado di dissipa-zione e per il trasporto di tutte le specie chimiche. Per la pressione invece è stato adottato l’algoritmo Linear. L’equazione della radiazione non viene attivata.

Una volta giunti a convergenza, si sono adottati gli algoritmi del secondo ordine (Second Order Upwind) per tutte le equazioni prima elencate, lasciando ancora una volta disattivata la radiazione. Quest’ultima viene attivata solamente una volta raggiunta la convergenza del calcolo.

Durante le simulazioni sono stati effettuati dei monitoraggi di alcune grandezze fisiche in uscita dalla caldaia, quali:

• Temperatura media dei fumi;

• Concentrazione dell’ossigeno nei fumi;

• Concentrazione dell’anidride carbonica nei fumi.

Tali monitoraggi hanno permesso una verifica della correttezza dei valori di input al modello computazionale e sono stati un importante indicatore per stabilire se il calcolo fosse giunto a convergenza. Infatti, a causa dell’equazione della radiazione che ha dei tempi di calcolo molto lunghi, la temperatura media dei fumi in uscita continua a calare seppur la simulazione avesse dei residui piatti.

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4.6. LINEE E SUPERFICI DI INTERESSE

4.6 Linee e superfici di interesse

Le due linee lungo cui vengono effettuate le misurazioni attraverso le sonde sono il principale dato su cui sintonizzare il modello numerico. Successivamente sono state analizzate anche alcune sezioni particolari della caldaia per lo studio del campo di moto, di temperatura e delle specie chimiche all’interno di essa.

• Piano mediano: questo è un piano ortogonale al vettore x ed equidistante dalle due superfici laterali della caldaia. Non è però un piano di simmetria rispetto i tubi sfalsati, ma lo è rispetto alle pareti della caldaia ed agli scali posti nelle vicinanze dell’OUTLET (Figura 4.6).

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4.6. LINEE E SUPERFICI DI INTERESSE

• Sezioni trasversali: sono state identificate tre sezioni trasversali, ortogonali cioè al vettore z: una posta a circa metà della prima schiera di tubi (piano trasversale 1), la seconda posta tra le due schiere di tubi, in corrispondenza del punto dove termina la sezione di INLET (piano trasversale 2) e l’ultima posta a circa metà della seconda schiera di tubi (piano trasversale 3) (Figura4.7). La sezione trasversale di maggiore interesse risulta il piano trasversale 2, in cui il flusso di gas ancora non si è com-pletamente stabilizzato ed in cui sono presenti i fenomeni fluidodinamici di maggior interesse e che più influenzano le misure sperimentali.

Figura 4.7: Viste che identificano le tre sezioni trasversali. Seguendo il verso dell’asse z si hanno i piani trasversali 1, 2 e 3.

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Capitolo 5

Modellazione del letto di biomassa

5.1 Adattamento dei modelli

La caldaia in esame, rispetto ai sistemi di combustione standard di biomassa appena osser-vati, presenta una geometria della freeboard e della griglia dove scorre la biomassa del tutto inusuali. La zona di scambio termico ha uno sviluppo orizzontale, a differenza delle caldaie classiche che hanno una struttura tipica ad ”U” in cui i fumi fluiscono prevalentemente in direzione verticale. La differenza sostanziale però sta nella griglia dove scorre la biomassa. Mentre nelle caldaie classiche la griglia ricopre buona parte della base inferiore della caldaia con un fattore di vista molto elevato con la freeboard, in questo caso essa occupa soltanto il 40% di tutta la dimensione trasversale disponibile. Inoltre la griglia si sviluppa in un volume ristretto ed inferiore rispetto a dove trova locazione il fascio tubiero, diminuendo ancor di più il suo fattore di vista.

In una modellazione standard di una caldaia a griglia, la radiazione termica sviluppata dalla combustione incide sul letto di biomassa provocandone un forte riscaldamento. La distribuzione di temperatura e i profili di rilascio delle specie chimiche del letto risulteranno fortemente influenzate da questo contributo radiativo. La radiazione incidente moltiplicata per il fattore di assorbimento α definisce quanto è la quota di energia radiante assorbita dal letto, che sarà di nuovo fornita dai gas in ingresso in caldaia sottoforma di un contributo convettivo del fluido in ingresso ˙m∆hirr, in aggiunta all’entalpia fisica di partenza. La

convergenza del modello si raggiunge quando il contributo avvettivo ˙m∆hirr e il contributo