Campagne sperimentali in ossicombustione

2 CAMPAGNE SPERIMENTALI IN OSSICOMBUSTIONE

2.1 Introduzione ed obbiettivi

Le esigenze attuali di miglioramento dell’efficienza energetica e di riduzione delle emissioni inquinanti, evidenziate a partire dal Protocollo di Kyoto fino agli attuali decreti ministeriali italiani ed europei, si sono spinte anche verso un’ottimizzazione degli impianti industriali. In particolare, nel seguente Lavoro di Tesi, sono considerati quegli impianti destinati alla produzione di energia elettrica, in cui l’utilizzo di combustibili fossili (con particolare riferimento al carbone) è però condizionato, oltre che dall’impiego di tecnologie pulite sempre più efficaci nella riduzione delle emissioni di macro e micro inquinanti, anche dalla introduzione di soluzioni in grado di abbattere radicalmente le emissioni di CO2. Gli impianti di generazione elettrica da combustibili fossili non sono chiaramente gli unici produttori di anidride carbonica (basti pensare agli impianti dell’industria metallurgica, cementifici, vetro, ceramica, al settore dei trasporti ecc.) ma rappresentano un settore importante, essendo ad essi imputabile a livello globale l’emissione annuale di circa 1/3 dei 30.000 milioni di tonnellate di CO2 (fonte Dossier ENEA). In Italia il livello globale di emissioni di CO2 è dell’ordine di circa 600 Mt annue, di cui 150 imputabili al settore generazione elettrica (fonte Dossier ENEA). Ecco perché, negli ultimi anni, la ricerca tenta di sviluppare ed ottimizzare dei processi che permettano di catturare la CO2 dai fumi di scarico in maniera efficiente ed economica. L’impiego delle tecnologie di cattura e sequestro della CO2 (CCS – Carbon Capture & Storage) si configura, quindi, come un’opzione indispensabile per far fronte ai cambiamenti climatici globali legati all’aumento della concentrazione dei gas serra in atmosfera. Questa operazione risulta molto costosa, sia dal punto di vista energetico, sia dal punto di vista impiantistico.

Si possono, infatti, considerare diversi approcci a seconda del contesto in cui si opera:

• tecniche convenzionali:

-assorbimento con solventi (MEA,DEA); -adsorbimento su carboni attivi, zeoliti…..; -separazione criogenica a basse temperature; -separazione mediante membrane;

• tecniche innovative:

-nuovi sistemi di combustione (ossicombustione, Chemical Looping Combustion, Steam Reforming/Gasification);

-tecniche innovative per la cattura di CO2 (Integrated Gasification Combined Cycle, Dual-Alkall approach, Sistemi combinati SOFT/GT).

Una volta catturata la CO2 può essere riutilizzata (processi di idrocarburi, alcoli o altri combustibili a partire da CO2 e H2- CO2, produzione di intermedi di reazione non pericolosi nell’industria dei polimeri e dei pesticidi) oppure sequestrata. Nel secondo caso, la CO2 viene compressa fino alla liquefazione e trasportata da un sistema di tubi al sito di sequestro, dov’è pompata nel sottosuolo. A partire dagli 800 metri di profondità le condizioni di pressione la mantengono liquida, e scegliendo il sito con le caratteristiche mineralogiche e geologiche giuste (giacimenti d’olio e gas esausti, acquiferi salini profondi), viene intrappolata definitivamente. Da decenni, soprattutto in America, si pratica l'iniezione dell'anidride carbonica all'interno di giacimenti di petrolio per migliorarne il rendimento d’estrazione. La CO2, infatti, da un lato aiuta a mantenere il giacimento in pressione, dall'altro "lava" la roccia come un solvente, favorendo il distacco del petrolio.

Figura 2.1 -Opzioni Carbon Capture & Storage

Il processo analizzato nell’opera seguente è mirato allo studio di nuovi sistemi di combustione, in particolare dell’ossicombustione (detta anche oxy-combustion o oxy-fuel), allo scopo di ottenere maggiori informazioni per la conversione dei tradizionali impianti ad aria in impianti oxy-combustion, caratterizzati da un minor impatto ambientale e dalla possibilità di catturare e sequestrare la CO2 con alta efficienza. La tecnologia in esame prevede l’utilizzo di ossigeno puro come comburente nella combustione del combustibile

fossile. La sostituzione dell’aria con l’ossigeno permette di ridurre o eliminare completamente l’azoto alimentato al combustore e quindi di produrre gas di scarico ad elevata concentrazione di CO2.

È importante sottolineare che con questo tipo di configurazione impiantistica è necessario ricircolare parte dei fumi di scarico per limitare le temperature interne che si raggiungono al combustore. I prodotti della combustione così ottenuti sono costituiti essenzialmente da vapor acqueo e da CO2. Dopodiché il vapore acqueo viene rimosso per raffreddamento e compressione della corrente gassosa. Un sistema di questo tipo prevede dunque la presenza di un’unità di separazione dell’aria a monte dell’impianto di combustione che permetta di ottenere ossigeno con una purezza del 95-99 %. I vantaggi di questa tecnologia sono:

• riduzione dei costi di separazione; • riduzione di carbone incombusto;

• aumento dell’efficienza termica dell’impianto per via della diminuzione del volume degli inerti;

• riduzione degli NOx.

Figura 2.2 - Oxy-Fuel Combustion

Non trascurabile risulta la perdita d’efficienza legata all’intero processo di cattura, che viene stimata intorno ai 9-10 punti percentuali.

Al momento viene studiato la possibilità di far operare le attuali centrali termoelettriche in condizioni di ossicombustione eseguendo un retrofitting degli impianti, ovvero alimentando con ossigeno e sostituendo l’azoto dell’aria con parte dei fumi prodotti che verrebbero ricircolati in caldaia. Il problema fondamentale risulta il passaggio da un sistema convenzionale ad aria ad un sistema oxy-combustion, per il quale non si ha ancora una definizione chiara sul design ottimale del bruciatore. Per tale configurazione esistono tuttora molte lacune sia, per quanto riguarda i metodi di trasferimento di calore, sia per i fenomeni di slagging e rapporto di ricircolo ottimale. Inoltre, tutte le informazioni disponibili si

riferiscono ad un sistema aria-combustibile. Serve quindi indagare sui parametri che permettono di mantenere in ossicombustione le stesse caratteristiche delle convenzionali operazioni in aria, soprattutto lo stesso scambio di calore sia convettivo che radiativo. Ecco perché risulta importante la realizzazione di campagne sperimentali in ossicombustione allo scopo di fornire dati sperimentali per la convalida di modelli numerici destinati al calcolo computazionale ed alla modellazione fluidodinamica di questi nuovi impianti. Tali modelli, una volta verificati con i risultati sperimentali, risulteranno utili strumenti per la progettazione in configurazione ossicombustione del bruciatore.

Le campagne sperimentali realizzate nella fornace Fo.Sper tra settembre 2008 e gennaio 2009 in configurazione oxy-combustion con il bruciatore TEA-C fanno parte di un progetto all’interno dell’IFRF denominato “Friendly Coal”, con il preciso compito di studiare la combustione di ossigeno puro con carbone o gas naturale andando a valutare il valore ottimale della portata dei gas di ricircolo. Gli obbiettivi principali risultano:

• eseguire misure in fiamma, sia nel caso di combustione convenzionale (caso base aria), sia in ossicombustione, allo scopo di sviluppare una migliore comprensione del processo fisico;

• valutare le incertezze di misura sperimentali, al fine di fornire alla modellistica CFD dati utili per la validazione dei modelli computazionali;

• massimizzare il contenuto di CO2 presente nei gas di scarico nel caso di ossicombustione;

• studiare la variazione delle emissioni degli NOx al variare del numero di swirl del bruciatore e del rapporto di ricircolo;

• studiare il retrofitting per identificare le problematiche e le questioni che possono insorgere su impianti di scala industriale.

2.2 Fornace sperimentale Fo.Sper.

2.2.1 Descrizione generale

La fornace in esame, utilizzata per le campagne sperimentali, è una fornace semi-industriale da massimo di 5 MWth. Ubicata nella sede Enel Ricerca a Livorno e denominata appunto Fo.Sper (Fornace Sperimentale) và a replicare la vecchia fornace realizzata in Olanda nella precedente sede IFRF. In figura 2.3 è riportato il vecchio lay-out di Fo.Sper, poiché per rendere possibile la realizzazione di campagne sperimentali in ossicombustione, tale impianto è stato modificato.

Figura 2.3 - Flow sheet di Fo.Sper prima della modifica

Lo schema sopra riportato comprende:

• tutti i sistemi per il trasporto, la manipolazione e l'alimentazione del combustibile; • la fornace sperimentale;

• l’unità di scambio di calore (pre-riscaldamento aria primaria e secondaria, caldaie e convettivo Ljungström);

• filtri e tutti i relativi circuiti ausiliari.

I gas di scarico, provenienti dalla camera di combustione, vengono aspirati da una ventola di estrazione fumi e fatti passare attraverso dei filtri posti a monte. La ventola è utilizzata anche per regolare la pressione all'interno della camera di combustione.

La struttura in esame è composta dalle seguenti unità di scambio di calore: • un generatore di vapore convettivo;

• un Ljungström;

• due di pre-riscaldatori elettrici.

I gas caldi, infatti, vengono fatti passare in una prima sezione convettiva dove vengono raffreddati fino ad una temperatura di circa 400 ° C. Il generatore di vapore, come mostrato in figura 2.4, non è altro che uno scambiatore di calore convettivo in cui il fluido caldo è rappresentato dai gas di scarico della fornace, mentre il fluido freddo è dato dall'acqua di raffreddamento del circuito chiuso.

Figura 2.4 -Generatore di vapore

Il generatore in esame ha una forma rettangolare ed è caratterizzato da membrane wall tubes in ciascuno dei quattro lati. All'interno, sono presenti due fasci tubieri, uno dei quali può essere disattivato. Successivamente, il flusso dei gas attraversa lo scambiatore Ljungström (dotato di un by-pass per l'aria laterali), che ne riduce ulteriormente la temperatura fino a circa 150°C, e contemporaneamente aumenta la temperatura dell'aria comburente. I gas di scarico raffreddati, prima di essere inviati al camino, vengono fatti passare attraverso due bag filters con l’obbiettivo di rimuovere il particolato solido. Inoltre, un security control, verifica che il flusso dei gas non raggiunga temperature troppo elevate nei bag filters, andando eventualmente ad aprire una valvola d’aspirazione d’aria di raffreddamento (cool-air aspiration valve). Un'altra ventola è posizionata a monte della fornace e dello scambiatore Ljungström, allo scopo di fornire il flusso d’aria comburente (secondaria e terziaria). L’aria comburente, prima di essere inviata al bruciatore, viene fatta passare attraverso due pre-riscaldatori elettrici, uno per ogni flusso d'aria (l’aria secondaria / terziaria attraversano prima il Ljungström e poi il pre-riscaldatore elettrico per raggiungere una temperatura di circa 300°C). Tutte le tubazioni sono equipaggiate con una strumentazione opportuna per le misure di portata, temperatura e pressione.

2.2.1.1 La fornace

La fornace mostrata in figura 2.5 ha una sezione interna quadrata di 2m ×2m per una lunghezza di circa 6.25m, ed è costruita da 11 moduli indipendenti water-cooled refractory-lined sections.

Figura 2.5 - Schema della fornace Fo.Sper

Tabella 2.1 - Distanze portine dalla sezione di uscita del bruciatore

Portina 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14

Distanza dal bruciatore

(mm)

170 460 750 1040 1330 1620 2070 2660 3250 3840 4430 5020 5610 6200

Questa struttura modulare consente una grande flessibilità operativa, infatti modificando la sua lunghezza è possibile, per esempio, ridurre il tempo di permanenza dei gas nella camera di combustione. Il forno è composto da pareti di materiale refrattario raffreddate da una camicia d'acqua. La temperatura media delle pareti viene misurata attraverso due termocoppie inserite in ciascun modulo a distanze diverse dalla mezzeria, per un totale di 22 termocoppie. Una parte del calore generato nella camera di combustione viene rimosso, al fine di mantenere la temperatura inferiore a 1100-1200°C, la quale risulta la massima ammissibile all’ingresso della caldaia convettiva. Inoltre è importante verificare che la temperatura dei gas rimanga inferiore al punto di fusione delle ceneri. L'estrazione del calore avviene tramite 8 cooling loops raffreddati ad acqua collocati lungo le pareti interne del forno, denominati appunto anelli di raffreddamento. In aggiunta ai cicli fissi di raffreddamento, nei cinque moduli in prossimità del bruciatore, sono presenti 5 tubi di raffreddamento (cooling-pipe) removibili composti da due tubi coassiali. Per ciascuna sezione di raffreddamento (loop e tubi di raffreddamento), grazie ad una sala di controllo posizionata nelle vicinanze, vengono costantemente monitorate le temperature d’ingresso e d’uscita dell’acqua e la portata del fluido refrigerante allo scopo di controllare l'estrazione totale di calore dal forno ed eseguire un bilancio energetico globale. All’interno delle pareti del forno, poste in vicinanza del bruciatore, si trovano sei piatti pneumatici raffreddati che possono essere aperti per una lunghezza di circa 1.8 m. Le misure in fiamma sono realizzate attraverso 14 aperture denominate “portine”disposte assialmente lungo la parete. Quest’ultime sono delle aperture

z y x 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14

circolari composte da un sistema tappo filettato-madrevite che permettono l’introduzione delle sonde in diverse posizioni. Inoltre, per evitare ritorni di fiamma durante la loro apertura e quindi una maggiore pericolosità per l’operatore, è previsto, sopra ognuna di esse, un sistema di depressione creato da uno eiettore posto a monte della fornace. e, durante le prove ad ossi-combustione, il mantenimento del forno in leggera sovrappressione ( 0.2˙÷ 0.3 mbar ).

2.2.2 Retrofitting dell’impianto Fo.Sper

Per rendere più flessibile Fo.Sper e consentire un più elevato numero di configurazioni sperimentali è stato necessario modificare la sua struttura. Il lay-out della nuova configurazione è mostrato in figura 2.6, dov’è possibile identificare i seguenti nuovi componenti:

• tubazioni per il ricircolo dei gas di scarico ed il condensatore (linea rosa in figura 2.6); • ventilatore per il ricircolo dei gas di combustione (tag 15.CD.02 in figura 2.6);

• gas refrigerante e sistema di tubazioni per l'acqua di raffreddamento (linea verde in figura 2.6);

• serbatoio di ossigeno con evaporatore d’aria e tubazioni (linea blu in figura 2.6); • sistema elettro-strumentale.

Figura 2.6 - Flow sheet di Fo.Sper dopo la modifica

Una parte dei gas di scarico in uscita dai filtri vengono diffusi nel forno per mezzo di una nuova ventola per consentire il controllo della temperatura di combustione. Questo ricircolo è

stato progettato per consentire l'uso dei gas di scarico come gas inerte per il flusso comburente secondario / terziario e di trasporto primario per il carbone. I flussi dei gas in esame, prima della miscelazione con il carbone, passano attraverso un condensatore al fine di “catturare” il vapore acqueo prodotto dalla combustione precedente. Quest’ultimo è rappresentato da uno shell and tube heat exchanger, il quale permette lo scambio di calore tra i gas di scarico che passano nel tube-side e l'acqua di raffreddamento presente nel serbatoio.

Figura 2.7 - Condensatore e sistema di neutralizzazione

Il condensatore in esame è posizionato orizzontalmente, con una leggera inclinazione verso il basso per consentire il flusso di drenaggio del condensato d’acqua. Dal momento che il pH della condensa risulta essere molto basso, a causa della solubilizzazione di SO2 presente nel gas di scarico, è previsto un sistema per la neutralizzazione della condensa utilizzando una soluzione di NaOH. Questa soluzione viene spruzzata direttamente sui gas di scarico prima di entrare nel condensatore e la condensa generata è raccolta all’estremità opposta.

Figura 2.8 - Flow Sheet del sistema di condensazione dei gas di scarico

Il Ljungström può essere by-passato, in entrambi i lati, al fine di studiare l'influenza della perdite d’aria causate dall’apparecchiatura. Ci sono, così, tre possibili modalità di lavoro:

• completamente in servizio, con i gas di scarico in entrambi i lati;

• parzialmente by-passato, con l’aria nel lato freddo ed i gas di scarico nel lato caldo. Per far fronte alla richiesta di una alimentazione continua di ossigeno puro, è stato installato un serbatoio criogenico da 30 m3 ed un evaporatore per la gassificazione dell’ossigeno liquido.

Figura 2.9 - Serbatoio ossigeno

Viene così garantita una portata massica di almeno 1000 kg/h di O2, permettendo, con il carbone, quasi 30 ore di funzionamento in continua alla massima potenza. Per il rifornimento di ossigeno al bruciatore sono possibili due diversi modalità:

• l’ossigeno può essere iniettato direttamente nel condotto secondario/terziario del gas, ad una distanza di circa sei metri dal bruciatore e mescolato con il gas di scarico prima di entrare nella camera di combustione;

• introdurre ossigeno nel condotto primario del gas attraverso una lancia, consentendo di valutare la stabilità della fiamma e le emissioni di NOx nel punto di iniezione di ossigeno.

L’impianto di combustione , come descritto, è stato modificato per riciclare al bruciatore una stabilita portata massica dei gas di scarico, definendo il rapporto di ricircolo R come segue:

PFG RFG RFG

m

m

m

R

&

&

&

+

=

m

_&

PFG

m

_&

In generale il ricircolo dei gas di scarico risulta molto importante per l’emissioni degli NOx, poiché, ad una diminuzione del rapporto di ricircolo si ha un aumento della temperatura di fiamma, favorendo la formazione di questi inquinanti.

2.2.3 Descrizione del bruciatore TEA-C

Il bruciare utilizzato nella seguente campagna sperimentale è l’ENEL TEA-C (acronimo di Triflusso Enel Ansaldo) a bassa producibilità di ossidi di azoto per olio combustibile, carbone e gas.

In figura 2.11 e 2.12 viene riportato lo schema del bruciatore in esame.

Figura 2.10 -Disposizione bruciatore TEA-C

Figura 2.11 - Schema bruciatore TEA-C Coal Nozzle

Figura 2.12- Configurazione bruciatore TEA-C

Il combustore è caratterizzato da tre condotti concentrici e può bruciare carbone, gas naturale e petrolio. Al centro è presente il condotto primario composto da un tubo di Venturi ed uno internal axial swirler. La miscela aria-carbone (o gas di scarico nel caso della modalità ossicombustione) fluisce attraverso questo condotto, mentre l’aria di alimentazione, che entra da una wind-box ad ingresso verticale, passa attraverso i due condotti secondario e terziario. Nella condotta secondaria sono presenti anche 8 lance equi-spaziate per l'iniezione di gas naturale all’interno della camera di combustione, il cui l'ugello è composto da due fori formanti un angolo di 45 gradi rispetto all'asse del bruciatore; mentre per l’iniezione di olio combustibile è utilizzata una lancia situata all'interno del condotto principale. Quando il bruciatore viene alimentato a gas naturale o ad olio combustibile, al fine di raffreddare l’iniettore di carbone, è mantenuto un flusso d'aria (o gas di scarico) nel condotto primario. La distribuzione del comburente tra il condotto secondario e terziario è regolato da due damper e, situato ad un lato della camera di combustione della condotta primaria, un boccaglio crea la distanza tra i getti “ricchi” e “magri” di carbone, al fine di migliorare l’effetto De-NOX del

bruciatore. Durante le campagne in ossicombustione l’ossigeno è stato direttamente miscelato con i gas di ricircolo nel condotto secondario e terziario. Inoltre, il TEA-C, ha la possibilità di fornire diversi gradi di swirl all’aria secondaria e terziaria poiché ogni condotto ha un suo swirler indipendente composto da una serie di palettature inclinate a 45° per l’aria secondaria e 30° per l’aria terziaria. Le palettature risultano mobili lungo l'asse del bruciatore e la loro posizione determina la vorticosità richiesta, tale che la turbolenza generata risulterà tanto più elevata quanto più le palettature risulteranno vicini all'uscita del bruciatore Quando, infatti,

viene utilizzata la definizione swirl 100/100, 50/50, o 0/0 si vuole precisare la percentuale di aria immessa, relativamente secondaria e terziaria, che passa attraverso le palettature.

Tabella 2.2 - Posizioni Swirler

Swirler Tag SW2 (mm) SW3 (mm)

100% 174 200

50% 100 100

0% 0 0

In conclusione la caratteristica principale del TEA-C è quella di ridurre la temperatura di fiamma, di creare zone a diversa stechiometria e di suddividere l’aria in più correnti. Si tratta, nella pratica, nel realizzare all’interno della fiamma una zona ricca di combustibile idonea alla formazione di prodotti riducenti e zone più esterne dove gli NOx vengono attaccati e ridotti. Applicando questo accorgimento la combustione risulta più lenta e la temperatura più bassa.

Figura 2.13 - Diagramma posizioni swirler Swirling palettes

Comburent air ducts

Comburent air

Swirling palettes

Swirler position: 0%

Swirler position: 50%

2.2.4 Griglia di misura

L’introduzione delle sonde all’interno della camera di combustione è resa possibile attraverso delle “portine” disposte assialmente lungo la fornace. Le distanze e le profondità di penetrazione vengono scelte in base alle diverse esigenze di precisione e di tempo a disposizione per le prove, al fine di ottenere una mappatura completa delle temperature e delle concentrazioni dei gas presenti. In particolare la densità delle misure risulta superiore in prossimità del bruciatore, in cui le quantità fisiche quali la temperatura, velocità del fluido e composizione chimica del gas avranno una maggiore variazione. La griglia è composta da 46 punti di valutazione e viene considerato solo metà asse ipotizzando una simmetria dei dati ottenuti.

Figura 2.14 - Griglia di misura

Tale ipotesi è risultata necessaria a causa dei rilevanti fenomeni d’intasamento nelle sonde di misura, generati dalla presenza di particolato e polveri fini nel caso di combustione di carbone.

Le campagne sperimentali che sono state investigate risultano:

• combustione polverino di carbone in configurazione tradizionale (aria) ed in modalità ossicombustione;

• combustione di gas naturale in configurazione tradizionale (aria) ed in modalità ossicombustione.

2.3 Strumenti di misura

2.3.1 Procedura e strumentazione per le misure di temperatura

Per riuscire a tracciare un profilo delle temperature dei gas all’interno della fornace in ogni punto e posizione di misura viene utilizzata la sonda water cooled suction pyrometer con l’ausilio di un multimetro digitale.

Figura 2.15 - Schema IFRF Standard suction pyrometer

Quest’ultimo è stato calibrato e tarato direttamente sulla termocoppia di tipo S (Pt-PtRh 10%), protetta dall’attacco chimico da una guaina di allumina sinterizzata. Il multimetro fornisce esplicitamente il valore della temperatura in gradi centigradi attraverso un sistema di conversione diretta della f.e.m. sviluppatasi a causa della differenza di temperatura tra la giunzione calda, inserita all’interno della fornace, e la giunzione fredda. La termocoppia viene collocata a circa 5 cm dall’asse del foro di aspirazione, al fine di ridurre l’influenza delle radiazioni sulla temperatura misurata. I gas, grazie ad uno eiettore ad aria posto a valle, vengono aspirati ad alta velocità tra lo shield e la guaina protettiva, affinché la temperatura di equilibrio della termocoppia risulti il più simile possibile a quella dei gas analizzati, senza nessun ausilio di un’eventuale correzione del dato ricavato.

La sonda in esame è costituita da un lungo tubo in acciaio (di circa 6 metri), in cui al proprio interno è possibile identificare:

• un tubo concentrico che ha il compito di proteggere e contenere la termocoppia;

• uno shield posto all’estremità superiore, allo scopo di proteggere la termocoppia dall’irraggiamento delle pareti, della fiamma e delle particelle in sospensione;

• un sistema di piccole tubazioni interne, dove viene fatto scorrere un flusso d’acqua per il raffreddamento della testa della sonda.

Per le misure di temperatura è stato utilizzato lo shield in ceramica. Quest’ultimo, com’è possibile notare dalla figura 2.17, è composto da:

Figura 2.17 - Shield in ceramica

• una piccola sezione di passaggio circolare posta all’estremità superiore in cui i gas vengono aspirati ad alta velocità;

• tre scudi concentrici, di cui:

una guaina in alumina che protegge la termocoppia (n°1 in figura 2.17); uno esterno in ceramica (n°2 figura 2.17),

uno disposto frontalmente sempre in ceramica (n°3 figura 2.17);

• una sezione d’attacco finale da inserire nel tubo d’acciaio, il quale provvede al raffreddamento dello shield esterno.

Foro d’aspirazione

2 1

Figura 2.18 - Esempio di misura con la sonda suction pyrometer

Nella campagna sperimentale a carbone è stato anche testato un nuovo shield in titanio recentemente sviluppato dall’IFRF. Il nuovo shield è costituito da:

• una guaina in alumina che protegge la termocoppia (n°1 in figura 2.17);

• uno scudo esterno forato in titanio di piccolo spessore, progettato per far fronte alle difficoltà d’ostruzione in prossimità della sezione d’aspirazione dei gas (figura 2.20).

Figura 2.19 - Intasamentoe sezione di aspirazione nello shield in ceramica

Figura 2.20 - Shield in titanio

Lo shield in titanio, rispetto a quello in ceramica, ha il grosso vantaggio di intasarsi molto meno frequentemente; potendo realizzare cinque, sei misure senza incorrere a fenomeni d’ostruzione, soprattutto in prossimità della fiamma (a differenza dello shield in ceramica che, sempre in prossimità della fiamma, riesce a realizzare al massimo tre, quattro misurazioni). Da notare che, per l’esistenza dell’apertura sulla superficie esterna, il nuovo shield in titanio è

esposto maggiormente all’irraggiamento frontale della parete, comportando così un inevitabile errore sulla misura della temperatura vera del gas. Ecco perché è stato necessario effettuare una procedura sperimentale di confronto tra i vari metodi di misura. In particolare, come dettagliatamente descritto nel paragrafo 2.4.1.2, sono state valutate le misure di temperatura sulle portine n°1 e n°2 realizzate con i due diversi shield, cercando di quantificare l’errore commesso con lo shield in titanio.

2.3.2 Procedura e strumentazione per le misure delle specie chimiche

Nel caso di combustione di polverino di carbone le misure delle concentrazioni gassose sono state realizzate con la sonda water cooled suction pyrometer in totale assenza dello shield esterno e della termocoppia, per permettere un’aspirazione più rapida e fluida ed un quenching dei gas dato direttamente dal circuito di raffreddamento della sonda. Nelle prove di combustione a gas naturale è stata ancora utilizzata la sonda water cooled suction pyrometer, però con l’ausilio dello shield in ceramica (3 scudi) e della termocoppia inserita. Tale scelta risulta fondamentalmente data dalle caratteristiche del combustibile utilizzato, il quale risulta più “pulito” rispetto al carbone, non incorrendo a quei rilevanti problemi d’ ostruzione descritti precedentemente. Le prove, quindi, risultano più semplici e più veloci da realizzare. I gas aspirati ad alta velocità vengono prelevati dalla sonda attraverso una serie di piccole tubazioni, trasportati al bank-analisys e qui analizzati.

Figura 2.22 - Bank-analisys

I gas da campionare passano prima attraverso un bubbler, in cui tutte le particelle solide presenti vengono catturate, inviati successivamente ad un filtro caldo e poi fatti passare attraverso una linea riscaldata fino al sistema d’analisi le cui caratteristiche sono descritte in Tabella 2.3.

Tabella 2.3 - Caratteristiche dell’analizzare utilizzato per le misure in fiamma

O2 ABB EL 3020 % vol. secco

paramagnetic

CO2 Siemens Ultramat 5E % vol. secco NDIR

NOx ABB EL 3020 mg/Nm3 secco

NDIR

CO ABB EL 3020 ppm secco

NDIR

Le concentrazioni di CO, CO2 ed NO sono misurate attraverso sistemi ad infrarossi, mentre le concentrazioni di O2 è ottenuta mediante un analizzatore paramagnetico.

In realtà, a causa di problematiche riscontrate durante le prove sperimentali con l’analizzatore, le concentrazioni degli NOx nel caso di ossicombustione sono state fornite in ppm da misure realizzate in contemporanea da personale specializzato ENEL.

È stata utilizzata la sonda suction pyrometer, rispetto alla più adatta sampling probe IFRF, essenzialmente per una più rapida procedura nelle misure delle concentrazioni gassose e per ridurre i problemi di intasamento nel caso di prove a carbone. Infatti, come ben descritto nel capitolo 2, per realizzare queste tipologie di misure, il gas campione deve essere raffreddato al di sotto dei 300°C il più rapidamente possibile (in teoria in meno di 3 ms) per interrompere tutte le reazioni chimiche. La sonda adibita a questa funzione è la sampling probe IFRF, la quale permette di realizzare le condizioni di “quenching” prima descritte.

Figura 2.23 - Sampling probe IFRF

Ma, a causa di un rapido intasamento nella sezione di aspirazione e della sua particolare forma che costringe alla sostituzione della sezione di ingresso della portina di misura, i tempi per le misure in fiamma risulterebbero troppo elevati, con conseguenti costi sempre maggiori dovuti al mantenimento della fornace a regime.

Figura 2.24 - Misura concentrazione con sampling probe

Nelle campagna sperimentale aria-carbone è stata così realizzata una procedura di confronto sulla portina n°7 tra la sampling probe IFRF e la sonda suction pyrometer in totale assenza di shield e termocoppia, al fine di quantificare l’eventuale errore commesso. Se il raffronto risulta più che soddisfacente è possibile, con un’unica sonda, realizzare contemporaneamente due diversi tipi di misura con guadagno, sia di tempo, sia di materiale.

2.3.3 Procedura e strumentazione per le misure del flusso termico

Il flusso di calore totale (convettivo e radiativo) che investe le pareti della fornace è stato misurato con il LAND total heat flux meter, le cui caratteristiche tecniche sono descritte nel paragrafo 1.2.2.3.

Figura 2.25 - LAND Total heat flux meter

Oltre al flusso di calore misurato durante la stazionariètà della fornace viene anche valutato il flusso termico dopo lo spegnimento del bruciatore (fornace spenta). La differenza tra le due misurazioni fornirà un’indicazione sulla radiazione causata dalla fiamma. Come verifica di quanto ipotizzato vengono confrontati i flussi di calore misurati dall’heat flux a fornace spenta con quelli calcolati analiticamente considerando le pareti come corpi neri, in cui la potenza termica irradiata è data dal prodotto σT4, in cui:

σ = costante do Boltzmann e vale 8

(

)

10 67 .

5 − W m K

⋅ ;

T = temperatura misurata dalle due termocoppie poste all’interno del refrattario a diverse profondità (10 centimetri ed 1 centimetro dalla camera di combustione).

Così facendo viene fornita un’indicazione approssimativa del flusso radiativo emesso dalle pareti.

2.3.4 Descrizione degli analizzatori on-line per l’analisi della composizione chimica dei gas

Durante le campagne sperimentale la composizione a secco dei gas all’ingresso ed all’uscita dal forno è stata continuamente monitorata per mezzo di due analizzatori (punto 1 e 2 in figura 2.26). Questo ha permesso di determinare la variazione delle concentrazioni degli NOx al variare delle condizione operative del bruciatore TEA-C e determinare, così, il setting ottimale di funzionamento.

Figura 2.26 - Disposizione analizzatori

Tabella 2.4 -Caratteristiche analizzatore on-line di gas

Analizzatore 1 Analizzatore 2 O2 Siemens Oxymat % vol. secco paramagnetic Siemens Oxymat % vol. secco paramagnetic CO2 Siemens Ultramat 6E % vol. secco NDIR Siemens Ultramat 5E % vol. secco NDIR NOx Siemens Ultramat 6E ppm secco NDIR Siemens Ultramat 5E ppm secco NDIR SO2 Siemens Ultramat 6E ppm secco NDIR Siemens Ultramat 5E ppm secco NDIR CO Siemens Ultramat 6E ppm secco NDIR Siemens Ultramat 5E ppm secco NDIR

2.4. Campagna sperimentale aria-carbone

2.4.1 Descrizione della procedura di confronto tra i diversi shield

Nel paragrafo seguente viene descritta la procedura di convalidazione che è stata utilizzata per le misure di temperatura e concentrazione dei gas al variare delle condizioni operative. Lo scopo finale risulta la verifica delle diverse modalità d’uso della sonda e dell’ottimizzazione

2

del tempo necessario per il campionamento dei gas. La verifica è resa necessaria, sia per confrontare e quantificare le differenze tra i diversi shield utilizzati, sia per raffrontare le diverse concentrazioni ottenute con la sonda suction pyrometer rispetto alla sampling probe IFRF. L’intera proceduta di convalidazione risulta molto importante, soprattutto se vengono considerati i vantaggi di un notevole risparmio di tempo e di materiale derivanti dall’utilizzo di un’unica sonda, appunto la suction pyrometer, per la misura contemporanea di due quantità fisiche.

Per la realizzazione delle misure di concentrazione è molto importante il “quenching” dei gas da analizzare al fine di bloccare tutte le possibili reazioni chimiche; mentre per una migliore stima della temperatura risulta fondamentale un’aspirazione elevata, cercando di ridurre al minimo il contributo radiativo degli elementi circostanti. La descrizione delle varie procedure sperimentali realizzate per stabilire la metodologia ottimale per le misure in fiamma nel caso di combustione a polverino di carbone sono riassunte nei paragrafi 2.4.1.1 e 2.4.1.2.

2.4.1.1 Tecniche di confronto per le misure di concentrazione

Le tecniche analizzate allo scopo di determinare la procedura che ottimizzi le operazioni di misura delle concentrazioni gassose risultano le seguenti:

• Tecnica 1: Sonda Suction Pyrometer in totale assenza di scudi esterni e della termocoppia, in cui la direzione dei gas da campionare risulta perpendicolare alla direzione del flusso principale. Alta velocità di aspirazione data dall’eiettore e dalla pompa dell’analizzatore.

• Tecnica 2: Sonda Suction Pyrometer con shield in titanio esterno, in cui la direzione dei gas da campionare risulta perpendicolare alla direzione del flusso principale. Bassa velocità d’aspirazione data dalla pompa dell’analizzatore.

• Tecnica 3: Sonda Suction Pyrometer con shield in titanio esterno, in cui la direzione dei gas da campionare risulta perpendicolare alla direzione del flusso principale. Alta velocità di aspirazione data dall’eiettore e dalla pompa dell’analizzatore.

• Tecnica 4: Sampling probe IFRF, dotata di un filtro removibile per il particolato nella sezione di raffreddamento della sonda (figura 2.27). La direzione dei gas da campionare risulta controcorrente rispetto al flusso principale. Alta velocità di aspirazione data dall’eiettore e dalla pompa dell’analizzatore.

Figura 2.27 - Schema Sampling probe IFRF

Per rendere possibile un confronto dei dati raccolti tra le varie metodologie sperimentali sono stati analizzati i medesimi punti di misura, variando il tipo di shield e la velocità d’aspirazione.

I risultati dell’indagine delle prime tre tecniche sulla portina n°2 sono riportate nelle figure 2.28, 2.29, 2.30 e 2.31 (Appendice H).

Figura 2.28 - Profilo O2 valutato con diverse tecniche (portina n°2)

Figura 2.30 - Profilo CO valutato con diverse tecniche (portina n°2)

Figura 2.31 - Profilo NO valutato con diverse tecniche (portina n°2)

È possibile notare che i dati raccolti con le tecniche 1 e 3 risultano molto simili, mentre è importante sottolineare l’evidente differenza con i valori ottenuti dalla tecnica 2. Il divario sperimentale dato da quest’ultima metodologia è generato dalla bassa velocità di aspirazione realizzata dalla sola pompa dell’analizzatore. L’elevata permanenza dei gas di scarico all’interno della sonda, crea un rapido consumo dell’ossigeno causato dalla reazione chimica con le particelle di carbone intasate nei condotti d’aspirazione. Si generano, così, punti in cui la % di O2 risulta quasi zero. Inoltre, per il confronto con la sonda Sampling Probe IFRF sulla portina n°7, è infine stata utilizzata la tecnica 1, poiché, oltre ad avere un profilo di ossigeno molto più dinamico, consente una più rapida pulizia interna.

Figura 2.33 - Profilo CO2 valutato con diverse tecniche (portina n°7)

Figura 2.34 - Profilo CO valutato con diverse tecniche (portina n°7)

Figura 2.35 - Profilo NO valutato con diverse tecniche (portina n°7)

I risultati sperimentali mostrati in figura 2.32, 2.33, 2.34 e 2.35 evidenziano qualche piccola differenza tra le due metodologie, anche se i profili lungo la sezione risultano molto simili in entrambi i casi. Con la tecnica 4 è stata misurata una concentrazione di ossigeno superiore. Tale diversità può essere causata direttamente da rientrate d’aria all’interno della sonda sampling probe, oppure da un più elevato quenching dei gas da campionare. Questo aspetto, quindi, dovrà essere nuovamente analizzato e riscontrato da successive prove sperimentali. Concludendo, per le misure delle concentrazioni gassose nelle prove a carbone, è stato così scelto come compromesso l’utilizzo della tecnica 1, ossia la sonda suction pyrometer in totale assenza di shield e termocoppia caratterizzata da alta velocità di aspirazione dei gas, la quale

permette, rispetto alla tecnica 4, una più rapida pulizia interna e minori fenomeni d’ostruzione della particelle carboniose nei condotti d’aspirazione con ridotti tempi di misura.

2.4.1.2 Tecniche di confronto per le misure di temperatura

Le tecniche che sono state analizzate allo scopo di determinare la procedura che ottimizzi le operazioni di misura delle temperature dei gas risultano:

• Tecnica 1: Sonda Suction Pyrometer con shield in titanio, in cui la direzione dei gas da aspirare risulta perpendicolare alla direzione del flusso principale. Alta velocità di aspirazione data dall’eiettore.

• Tecnica 2: Sonda Suction Pyrometer con shield in ceramica, in cui i gas da aspirare risultano in controcorrente rispetto al flusso principale attraverso il foro di aspirazione posizionato nello scudo esterno. Alta velocità di aspirazione data dall’eiettore.

I risultatati delle misure sono riportate in figura 2.36 e 2.37 (Appendice I).

Figura 2.36 - Profilo temperatura valutato con diverse tecniche (portina n°1)

Figura 2.37 - Profilo temperatura valutato con diverse tecniche (portina n°2)

Con la tecnica 2 il profilo di temperatura risulta miglior distribuito, soprattutto nel predire i valori massimi e minimi. Questo perché la termocoppia, essendo schermata anche

frontalmente dallo scudo in cemento, non viene direttamente esposta alle radiazioni della parete .Come ipotizzato, il metodo migliore per le misure di temperatura risulta la sonda suction pyrometer con shield in ceramica; tuttavia i dati raccolti dalle due diverse metodologie risultano abbastanza simili e quindi entrambi applicabili alle ripetibilità delle misure in fiamma. Inoltre è importante ricordare che se lo shield in ceramica permette misure più accurate rispetto allo shield in titanio, quest’ultimo risulta aver minor problematiche per quanto riguarda i fenomeni di intasamento delle tubazioni interne.

2.4.2 Effetto del numero di swirl sulle emissioni degli NOx

Allo scopo di determinare la configurazione ottimale del bruciatore, sono state inizialmente realizzate tutta una serie di prove aria-polverino di carbone facendo variare la posizione dei due swirler (secondario e terziario) e la concentrazione di O2 nei gas di scarico, con l’obbiettivo di ridurre al minimo le emissioni di NOx nei prodotti di combustione.

Le condizioni in cui sono state svolte le prove sono descritte in Tabella 2.5 e 2.6.

Tabella 2.5 - Riassunto delle condizioni operative aria - carbone

Potenza Termica 2.5 MWth

Portata massica Carbone 360 kg/h

% vol. O2 secco nei gas di scarico Variabile

Portata massica aria primaria 502 kg/h

Temperatura aria primaria 77°C

Portata massica aria comburente 3100 kg/h

Temperatura aria comburente 250°C

Swirler Setting (secondario-terziario) Variabile

Damper Setting (secondario-terziario) 100 – 100%

Tabella 2.6 - Parametri di swirl valutati in combustione aria- carbone

Caso aria-carbone SW2 SW3 1 100 100 2 100 50 3 100 0 4 50 50 5 0 100 6 50 0

Il combustile utilizzato è un carbone Sebuku, la cui analisi viene fornita nella Tabella 2.7.

Tabella 2.7 - Analisi carbone

Analisi Immediata Frazione in massa

(%Vol. secco)

Umidità 8.4*

Carbone fisso 51.1

Volatile 37.0

Cenere 11.9

Analisi Elementare Frazione in massa

(%Vol. secco) C 71.4 H 4.1 N 1.4 S 0.5 O 10.7 HHV 6202 kcal/kg LHV 5959 kcal/kg

I risultati delle indagini sono mostrati nella figura 2.38 (Appendice F), in cui le emissioni di NOx sono riportate al 6% di concentrazione di O2 nei fumi analizzati .Viene brevemente ricordato che per convertire ppm in mg/Nm3 è utilizzata una formula derivante dal rapporto fisso di una mole ed il volume da esso occupato in condizioni normali (0°C ed 1 atm), pari a 22,41 Nm3/kmol:

molecolare

massa

Nm

mg

ppm

=

⋅

22

,

41

(

)

(

)

Figura 2.38 - Emissioni NOx al variare del numero di swirl (caso aria-carbone)

Tabella 2.8 - Composizione gas di scarico caso aria-carbone (SW2 = 100; SW3 = 100)

TEMP. 977 °C O2 3.90%vol. Secco CO2 14.57%vol. Secco NO 171 ppm CO ~0 ppm 314 ppm SO2 302 mg/MJ

Il minimo delle emissioni di NOx è raggiunto con una configurazione del bruciatore corrispondente al caso 1 (SW2 = 100; SW3 = 100), la quale, appunto, è stata scelta per la realizzazione di misure in fiamma.

2.4.3 Problematiche e considerazioni sulle prove sperimentali

Per le misure di temperatura con la sonda suction pyrometer è molto importante verificare che la portata dei gas aspirati non scenda al di sotto di opportuni valori prestabiliti. La minor turbolenza generata causerebbe un minor scambio termico convettivo tra i gas aspirati e la termocoppia comportando una diminuzione della temperatura misurata (vedi paragrafo 3.3). Le considerazioni precedentemente descritte diventano rilevanti nel caso di alimentazione a

polverino di carbone. A causa delle polveri fini, del char e del particolato presente nei prodotti della combustione, si ha un’inevitabile ostruzione nelle tubazioni interne della sonda e nella sezione di aspirazione dello shield, generando così una rapida varizione della portata dei gas aspirati. Tale fenomeno comporta così una modifica d’efficienza della temperatura misurata alla termocoppia, fino al caso estremo di una completa “cementazione” interna delle ceneri con inutilizzo e cambio della del corpo in acciaio della sonda. Ecco perché è stato recentemenete sviluppato dall’IFRF lo shield in titanio, il quale rispetto allo shield in ceramica, ha il grosso vantaggio di intasarsi molto meno frequentemente. Da notare che anche con questo accorgimento, com’è possibile osservare dalle figure 2.39 e 2.40, sono presenti fenomeni di cementazione interna delle ceneri, soprattutto nella sezione di aspirazione con conseguente ed inevitabile variazione della portata aspirata.

Figura 2.39 - Cementazione ceneri shield in ceramica

Figura 2.40 - Cementazione ceneri shield in titanio

Per le misure di concentrazione, invece, il problema fondamentale è quello di bloccare qualsiasi reazione chimica all’interno della sonda tale da conservare tutti i costituenti della concentrazione originale. Nel caso in esame, dov’è stata utilizzata la sonda suction pyrometer come sonda per il campionamento dei gas, lo stesso circuito di raffreddamento dello shield viene impiegato per il “quenching” dei gas ed il tutto inviato al bank-analysys. Anche per quanto riguarda l’analisi dei gas, l’ostruzione ed il deposito del particolato e delle polveri fini

può causare una difficoltà ed una invalidità delle misure in fiamma. Questo perché, alcune paricelle potrebbero essere risucchiate e depositate all’interno della sonda, andando così a bruciare ed a reagire con l’ossigeno restante nei gas da campionare, modificando i valori misurati.

2.5 Campagna sperimentale ossigeno carbone

2.5.1 Effetto del rapporto di ricircolo sulle emissioni degli NOx

Anche per le prove sperimentali in ossicombustione è stato necessario valutare il rapporto di ricircolo ottimale, tale da ottenere nei gas di scarico la minor percentuale di NOx e la massima concentrazione di CO2.

Le condizioni operative con cui viene svolta la campagna sperimentale oxy-combustion sono riportate in Tabella 2.9, dove l’impostazioni degli swirler secondario e terziario sono esattamente identiche a quelle realizzate nel caso base aria- carbone in cui è stato verificato il minimo delle emissioni degli NOx.

Tabella 2.9 - Riassunto condizioni operative ossigeno-carbone

Potenza Termica 2.5 MWth

Portata massica Carbone 360 kg/h

Portata massica Ossigeno 718 kg/h

Temperatura Ossigeno 13.7°C

Portata massica gas ricircolati (secondario e terziario) 1063 kg/h

Portata massica gas di ricircolo nel condotto primario 700 kg/h

Temperatura gas ricircolati (secondario e terziario) 255°C

Temperatura gas di ricircolo nel condotto primario 76°C

Swirler Setting (secondario-terziario) 100 – 100%

Damper Setting (secondario-terziario) 100 – 100%

Recycle Ratio R Variabile

Tabella 2.10 - Parametri di ricircolo valutati in ossicombustione ossigeno-carbone

Casi O2-NG %R

1 0.68

2 0.64

3 0.61

I valori indagati sono riportati in Tabella 2.10 con SW2= SW3=100, mentre i risultati, espressi in funzione delle concentrazioni di NOx emesse e del contenuto di ossigeno nei prodotti della combustione, sono mostrati in figura 2.41 (Appendice F).

Figura 2.41 - Effetto del rapporto di ricircolo sulle emissioni di NOx caso O2-carbone

Tabella 2.11 - Composizione gas di scarico caso ossigeno-carbone ( R=0.61)

TEMP. 980 °C O2 2.76%vol. Secco CO2 76.22%vol. Secco NO 238 ppm CO 19 ppm 646 ppm SO2 330 mg/MJ

Tabella 2.12 - Composizione gas di ricircolo ossigeno-carbone( R=0.61)

Rapporto di Ricircolo R 0.61

O2 % vol. Secco 2.99

CO2 %vol. Secco 79.10

NOX ppm 149

SO2 ppm 0

La concentrazione di NOx viene riportata in mg /MJ perché, a causa dei diversi volumi di gas di scarico in gioco, con una semplice densità volumetrica sarebbe impossibile confrontare i valori ottenuti con le emissioni realizzate in configurazione aria-polverino di carbone. Dalla

figura 2.41 è possibile notare che, all’aumentare del rapporto di ricircolo, diversamente da come atteso, le concentrazioni di NOx tendono ad aumentare. Tale fenomeno è causato dalle rilevanti perdite d’aria a cui è sottoposto l’impianto Fo.Sper. in configurazione di ossicombustione, che in generale tendono ad essere più rilevanti all’aumentare del rapporto di ricircolo. Ciò porta ad un quantitativo d’aria e di azoto presente nella camera di combustione non più trascurabile, che genera un meccanismo di formazione di NOx soprattutto di tipo fuel, tipici della combustione del carbone. Le componenti azotate presenti nel combustibile, durante la combustione, pirolizzano ed i prodotti vengono così ossidati da radicali con la conseguente formazione di composti secondari (HCN, CN, radicali N). Tali composti, successivamente, reagiscono ulteriormente formando N2 o NO, in dipendenza delle reazioni radicaliche intermedie e della disponibilità o meno di ossigeno nelle zone di fiamma interessate. La trasformazione ad NO avviene principalmente per reazione con ossigeno molecolare o con specie ossigenate, soprattutto in ambiente ossidante. Inoltre, come di seguito descritto, nel caso ossigeno-carbone si raggiungono temperature massime inferiori ai 1700°C, soglia minima per la formazione di NOx thermal. Quindi, l’effetto combinato di formazione di NOx di tipo fuel e la presenza di grandi quantità di N2 giustifica le maggiori concentrazioni di NOx nelle prove ad ossicombustione rispetto alle prove convenzionali ad aria.

Dallo studio svolto è possibile concludere che, sia le minor emissioni di NOx, sia una percentuale rilevante di CO2 nei gas di scarico, è stata realizzata con un rapporto di ricircolo pari a R=0.61; in questa configurazione si ha una percentuale di anidride carbonica nei prodotti della combustione pari al 78% vol. secco. Con i valori così ottenuti sono svolte successivamente le misure in fiamma, allo scopo di determinare una mappatura delle temperature e della concentrazioni dei gas all’interno della fornace da confrontare con il relativo caso base aria.

2.6 Campagna sperimentale aria-gas naturale

2.6.1 Effetto del numero di swirl sulle emissioni degli NOx

Come per le prove a carbone, al fine di determinare il setting ottimale del bruciatore e di disporre una base di dati sperimentali con cui confrontare i valori ottenuti successivamente da fiamme realizzate in configurazione ossicombustione, sono state inizialmente effettuate tutta una serie di prove aria-gas naturale facendo variare, sia la posizione dei due swirler (principalmente secondario e terziario), sia la concentrazione di O2 nei gas di scarico con

riferimento alle emissioni di NOx. Le condizioni in cui le prove sono state svolte sono descritte nelle tabelle 2.13 e 2.14.

Tabella 2.13 - Riassunto condizioni operative aria-gas naturale

Potenza Termica 2.5 MWth

Portata massica Gas Naturale 272 Nm3/h

Temperatura Gas Naturale 18°C

Portata massica aria primaria 538 kg/h

Temperatura aria primaria 149°C

Portata massica aria comburente 2798 kg/h

Temperatura aria comburente 251°C

Swirler Setting (secondario-terziario) Variabile

Tabella 2.14 - Parametri di swirl valutati in combustione aria-gas naturale

Casi Aria-NG SW2 (%) SW3 (%) 1 0 0 2 0 100 3 50 50 4 100 100 5 0 50 6 50 0 7 100 50

Per determinare la composizione del gas naturale, invece, il combustibile viene misurato più volte durante gli esperimenti per mezzo di un gas-cromatografo (GC micro-P3000). Durante lo svolgimento della campagna sperimentale, però, si sono verificate delle variazioni per quanto riguarda la composizione media del gas come mostrato nella Tabella 2.15 .

Tabella 2.15 - Composizione gas naturale

16/10/2008 16/10/2008 16/10/2008 16/10/2008 13/11/2008 13/11/2008 13/11/2008 Data h 9.54 10.00 14.50 15.00 11.41 11.48 12.35 Valore Medio Gas Units N2 % Vol. _{2.86 2.42 5.65 5.73 6.85 7.53 6.98 5.43} CH4 % Vol. _{86.68 87.02 85.96 85.84 84.29 83.84 84.17 85.40} CO2 % Vol. _{1.25 1.28 1.05 1.04 1.13 1.08 1.11 1.13} C2H6 % Vol. _{6.87 6.93 5.71 5.73 4.04 4.00 4.03 5.33} C3H8 % Vol. _{1.84 1.86 1.34 1.36 2.92 2.76 2.92 2.14} iC4 % Vol. _{0.16 0.16 0.10 0.09 0.22 0.23 0.22 0.16} nC4 % Vol. _{0.25 0.24 0.15 0.15 0.33 0.34 0.33 0.25}

iC5 % Vol. _{0.05 0.05 0.03 0.03 0.01 0.11 0.01 0.04}

nC5 % Vol. _{0.04 0.04 0.02 0.02 0.01 0.10 0.01 0.03}

C6 % Vol. _{0.01 0.01 0.00 0.00 0.02 0.01 0.02 0.01}

Density kg/Nm3 _{0.820 0.820 0.820 0.820 0.837 0.843 0.837 0.820}

Com’è possibile notare, il PCI corrispondente alla composizione media del gas naturale, mostrato nell’ultima colonna, risulta di circa 44,2 MJ/kg, mentre la densità del combustibile è variabile nel range 0,799 – 0,832 kg/Nm3.

I risultati dell’indagine sono mostrati in figura 2.42 (Appendice F), in cui le emissioni di NOx sono tutte riportate al 3% di concentrazione di O2 nei fumi analizzati.

Figura 2.42 - Emissioni NOx al variare del numero di swirl (caso aria-gas naturale)

Tabella 2.16 - Composizione gas di scarico aria-gas naturale (SW2 = 0%; SW3 = 100%)

TEMP. 978 °C

O2 1.90%vol. Secco

CO2 10.80%vol.Secco

NO 66 ppm

CO ~0 ppm

La configurazione che riduce al minimo le emissioni di NOx viene ottenuta attraverso aria secondaria non swirlata ed aria terziaria caratterizzata da un numero di swirl pari a 100

(SW2= 0%; SW3= 100%). L’impostazione descritta viene scelta per la realizzazione di misure in fiamma.

2.7 Campagna sperimentale ossigeno-gas naturale

2.7.1 Effetto del rapporto di ricircolo sulle emissioni degli NOx

La prima indagine realizzata in ossicombustione consiste nel valutare il rapporto di ricircolo che ottimizzi alcuni parametri di riferimento. Quest’ultimi sono rappresentati dal tenore massimo di CO2, sinonimo di completa combustione, e dal livello di emissioni di NOx presenti nei gas di scarico. Le condizioni operative con cui è stata svolta la campagna sperimentale in ossicombustione ossigeno-gas naturale sono riportate in Tabella 2.17, di cui l’impostazioni dello swirler secondario e terziario sono esattamente identiche a quelle realizzate nella campagna aria-gas naturale in cui è stato verificato il minimo delle emissioni degli NOx.

Tabella 2.17 - Riassunto delle condizione operative ossigeno-gas naturale

Potenza Termica 2.5 MWth

Portata massica Gas Naturale 267 Nm3/h

Temperatura Gas Naturale 15°C

Portata massica Ossigeno 730 kg/h

Temperatura Ossigeno 15°C

Portata massica gas ricircolati (nel condotto secondario e terziario) 1447 kg/h

(R=0.69)

871 kg/h (R=0.61)

Portata massica gas di ricircolo nel condotto primario 680 kg/h

(R=0.69)

693 kg/h (R=0.61)

Temperatura gas ricircolati (secondario e terziario) 250°C

Temperatura gas di ricircolo nel condotto primario 125°C

(R=0.69)

120°C (R=0.61)

Swirler Setting (secondario-terziario) 0 – 100%

Damper Setting 100 – 100%

Tabella 2.18 - Parametri di ricircolo valutati in ossicombustione Casi O2-NG %R 1 0.74 2 0.69 3 0.61 4 0.57

I valori indagati sono riassunti in Tabella 2.18. Nei risultati, mostrati in figura 2.43 (Appendice F), sono indicate le concentrazioni di NOx emesse in funzione del contenuto di ossigeno presente nei gas di scarico per i diversi rapporti di ricircolo valutati.

Figura 2.43 - Effetto del rapporto di ricircolo sulle emissioni di NOx (caso O2-GN)

Anche in questo caso la concentrazione di NOx viene misurata in mg/MJ a causa dei diversi volumi di gas di scarico in gioco. Si nota che gli NOx presenti nei prodotti della combustione, contrariamente all’anidride carbonica, tendono a diminuire all’aumentare del rapporto di ricircolo. L’effetto generato risulta opposto alla relativa prova ossigeno-carbone. Infatti, nel caso ossigeno-gas naturale, il principale meccanismo di formazione degli NOx risulta di tipo termico, poiché si riescono a raggiungere temperature di picco superiori ai 1600/1700 °C. Nell’ossidazione di combustibili che non contengono composti azotati, come il gas naturale, la causa principale delle emissioni di NOx risulta la conversione ad NO dell’azoto

atmosferico (N2). La reazione di ossidazione di quest’ultimo è fortemente endotermica ed ha una energia di attivazione elevata: la formazione di NO diviene quindi significativa solo ad alta temperatura (≥1700°C) e la quantità formata dipende principalmente dalla temperatura di fiamma ed in minor misura dalla concentrazione locale di ossigeno. Così, all’aumentare del rapporto di ricircolo, la riduzione di temperatura di fiamma risulta preponderante rispetto alle rientrate d’aria dell’impianto, comportando una diminuzione generale di questi macroinquinanti.

Dalle tabelle successive, dopo l’indagine svolta, è stato possibile notare che la più alta concentrazione di CO2 nei gas di scarico è presente con un rapporto di ricircolo pari a R=0.61

e risulta di circa del 74%.

Tabella 2.21 - Composizione gas di ricircolo ossigeno-gas naturale (R=0.61; R=0.69)

Rapporto di Ricircolo R 0.61 0.69

O2 %vol. secco 2.47 2.79

CO2 %vol. secco 73.00 67.10

CO ppm 11 13

NOX ppm 269 96

Però, per ottenere un compromesso tra un elevato livello di emissioni di CO2 ed una bassa presenza di NOx nei gas di scarico, è stato scelto come rapporto di ricircolo ottimale un valore pari a R=0.69.Su tale configurazione vengono infine svolte le misure in fiamma, allo scopo di ricavare un set di dati in oxy-combustion da comparare con il caso base aria.

Rapporto di Ricircolo R 0.61 Temperatura 927 °C O2 3.00%vol. secco CO2 73.70%vol. secco NOX 268 ppm CO 12 ppm Rapporto di Ricircolo R 0.69 Temperatura 919 °C O2 3.2%vol. secco CO2 68.70%vol.secco NOX 120 ppm CO 11 ppm