Capitolo 4 Descrizione delle simulazioni numeriche

Capitolo 4

Descrizione delle simulazioni numeriche

4.1. Introduzione

Il software di calcolo utilizzato per l’analisi CFD del sistema è FLUENT 6.3 della Ansys. La modellazione della fornace FoSper e la simulazione delle prove sperimentali descritte nel Cap.3 è stata sviluppata in due fasi:

1. Simulazione test effettuati nella sede IFRF di Ijmuiden (1992); 2. Simulazione test effettuati nelle sede IFRF di Livorno (2007);

a) Test isotermi

b) Test di combustione di polverino di carbone

Nella prima parte del lavoro è stata sviluppata la modellazione della IFRF Fornace no.1 (nome di FoSper ad Ijmuiden) con bruciatore AASB e la simulazione dei test di Ijmuiden, prendendo a riferimento lo studio effettuato da F.Peters e R.Weber […] con codice FLUENT sullo stesso impianto. L’obiettivo è quello di evidenziare differenze e analogie tra i modelli utilizzati in passato e quelli disponibili nei codici commerciali di ultima generazione.

Nella seconda parte del lavoro si è preso in esame lo sviluppo di una procedura di analisi combinata numerico-sperimentale relativa ai test effettuati a Livorno. Come illustrato nello schema di figura 4.1, la modellazione CFD ha previsto in una prima fase la simulazione dei test isotermi (detti ‘a freddo’), con geometria tridimensionale dettagliata del bruciatore e dello swirler nelle configurazione con swirler setting SS = 5 e SS = 10. La validazione del modello numerico è stata effettuata confrontando i dati sperimentali relativi ai profili di velocità all’interno della fornace con quelli ottenuti dal codice di calcolo. Particolare attenzione è stata posta allo studio dei modelli di turbolenza utilizzati e all’analisi delle cadute del numero di swirl all’interno del condotto dell’aria.

Una volta validato il modello numerico, è stato possibile simulare il comportamento aerodinamico del flusso all’interno della fornace con swirler setting SS=8, configurazione per la quale non si hanno misurazioni sperimentali del campo di moto. Lo scopo è stato quello di determinare i profili di velocità in ingresso alla camera di combustione, utilizzati come input nella successiva modellazione dei test di combustione di polverino di carbone. Questa ultima

è stata effettuata utilizzando una geometria bidimensionale semplificata, data la complessità dell’analisi numerica.

.

Figura 4.1 - Schema semplificato dell’analisi combinata numerico-sperimentale del sistema FoSper relativamente alla campagna sperimentale di Livorno

Nei paragrafi successivi è riportata la descrizione della griglia di calcolo e dei modelli numerici1 utilizzati nelle simulazioni.

1

4.2. Modello numerico per la simulazione delle prove di Ijmuiden

4.2.1. Dominio e griglia di calcolo

In accordo con quanto fatto da Peters e Weber, è stata ipotizzata una geometria cilindrica della fornace con una lunghezza complessiva pari a L = 6,38 m e sezione circolare, equivalente a quella reale, di raggio r = 1,13 m. Tale ipotesi porta ad una approssimazione della soluzione soprattutto nella regione di frontiera del dominio di calcolo ma non influisce in maniera significativa sulle condizioni che si determinano nella zona di interesse di sviluppo della fiamma.

E’ stato delineato, quindi, un problema assial-simmetrico che ha reso possibile realizzare una griglia di calcolo bidimensionale. Ciascun cooling loop è stato modellato come un anello cilindrico con una superficie di scambio equivalente a quella reale, con raggio pari a quello della fornace e larghezza l = 0,16 m. La linea che determina il quarl è stata disegnata tramite una interpolazione per punti con il seguente profilo:

117 10 4103 . 6 10 2628 . 18 ) (   6 3   3 2  x x x r (4.1) La griglia (Figure 4.2 e 4.3) è di tipo strutturata non uniforme con infittimento nella regione vicino all’ingresso del bruciatore ed in prossimità dell’asse.

Il numero complessivo di celle è di 60669.

4.2.2. Modello fisico

Il flusso bifase (una fase continua gassosa e una discreta solida costituita dalle particelle di carbone) è caratterizzato da una forte interazione dei fenomeni di scambio di quantità di moto, materia ed energia. L’approccio utilizzato per la descrizione del sistema è di tipo Euleriano-Lagrangiano (o “discrete particle”), nel quale la fase gas è risolta in un riferimento Euleriano, mentre il moto di ciascuna particella viene descritto attraverso un tracciato di tipo Lagrangiano. Tale approccio è giustificato dalla bassa frazione volumetrica del polverino

La risoluzione delle equazioni di conservazione di massa, quantità di moto, energia e di trasporto delle specie chimiche è effettuata con un approccio di tipo FANS.

Le equazioni costitutive e i modelli utilizzati per la risoluzione delle grandezze indeterminate e la descrizione fenomenologica del processo sono descritti di seguito.

Equazioni di bilancio

Massa ; Quantità di moto ; Energia ; Specie chimiche

 Modello di turbolenza  Modello di radiazione  Modello di combustione  Modello per la fase discreta  Modello di formazione NOx

Figura 4.3 – Particolare dell’infittimento della griglia all’interno del quarl ed in prossimità dell’asse

4.2.2.1. Modello di turbolenza

Per la modellazione degli stress di Reynolds sono stati utilizzati e confrontati 3 modelli di turbolenza di diffusione per gradiente a due equazioni: k- standard, RNG k- ek-SST (Shear Stress Transport) .

4.2.2.2. Modello di radiazione e spettrale

Si sono utilizzati due modelli di radiazione: Discrete Transfer Radiation Model (DTRM) e Discrete Ordinates (DO) Radiation Model, basati entrambi sulla dipendenza angolare dell’intensità della radiazione emessa. Nel caso del DTRM il numero di raggi è stato aumentato da 4 (valore di default) a 16; nel caso del DO model si sono utilizzati i valori di default ( division:2;  divisions:2).

Il coefficiente di assorbimento del gas, a, è stato valutato considerando sia un valore costante pari a 1.5 (suggerito dal modello di Peters e Weber) sia con il modello Weighted-Sum-of-Gray-Gases (WSGGM)

4.2.2.3. Modello di combustione

L’analisi del sistema è relativa alla descrizione di reazioni sia omogenee che eterogenee per ognuna delle quali è necessario implementare un modello di combustione che permetta di definire il termine di sorgente/scomparsa delle specie nella relativa equazione di trasporto nel dominio fluido. La velocità di reazione è stata calcolata utilizzando il modello di combustione Eddy Dissipation Model (EDM).

4.2.2.4. Modello per la fase discreta

La fase discreta è costituita dalle particelle di carbone disperse nella fase continua di gas. Le particelle sono schematizzate con geometria sferica, e caratterizzate sulla base delle condizioni di input fornite al risolutore relativamente alle proprietà fisiche del carbone e alla modellazione del sistema di iniezione.

Il setting della fase discreta permette di definire la superficie di iniezione delle particelle, la loro distribuzione diametrale e i dati relativi a portata e velocità in ingresso del flusso.

Tabella 4.1 -Dati relativi all’iniezione delle particelle di carbone in camera di combustione

Durante il particle tracking, 50 particelle, con diametro compreso tra 1 m e 300 m, sono inettate dalla superficie di ingresso del combustibile. La traiettoria è determinata dalla risoluzione dell’equazione di bilancio di forze (eq. 2.31) considerando forze di attrito e di gravità; la dispersione turbolenta secondo l’approccio RDM (Random Walk Model) con un number of tries pari a 5.

Il Number of Continuous Phase Iterations per DPM Iteration2, pari a 150 nelle prime fasi del processo iterativo, è stato progressivamente ridotto fino ad un valore di 50 una volta reso stabile il calcolo numerico.

2

Tale valore deve essere determinato come giusto compromesso tra tempi di risoluzione e stabilità del processo iterativo: un valore relativamente elevato determina maggiore stabilità ma tempi più alti per il raggiungimento della convergenza; valori più bassi permettono una risoluzione più rapida ma portano ad una elevata instabilità numerica. Parametri fisici Velocià: X-velocity (assiale) 23.02 m/s Y-velocity (radiale) 0 m/s Z-velocity (tangenziale) 0 m/s

Distribuzione diametrale delle particelle Rosin.Rammler Diametro medio 45 m

Diametro massimo 300 m

Diametro minimo 1 m Spread 1.36

Temperatura delle particelle 343.15 K Temperatura di vaporizzazione 500 K Emissività della particella (p) 0.9

Portata 0.073 kg/s Parametri numerici

Number of tries 5 Number of Continuous Phase Iterations

4.2.2.4.1. Schema di reazione

La modellazione del processo di combustione prevede una prima fase di riscaldamento e devolatilizzazione delle particelle, seguita dall’ossidazione dei volatili e del char residuo. Uno schema semplificato delle reazioni relative al processo di combustione analizzato è riportato nella Figura 4.5.

Gli scambi di materia ed energia sono analizzati tramite i modelli (definiti Laws3) implementati nel codice FLUENT relativi alle fasi di riscaldamento, devolatilizzazione e combustione del char.

4.2.2.4.2. Scambio termico della particella

La risoluzione dell’equazione di bilancio (eq. 2.34) permette di determinare lo scambio termico allo stato inerte: fase di riscaldamento prima della devolatilizzazione e scambio termico delle ceneri

4.2.2.4.3. Devolatilizzazione

I modelli di devolatilizzazione usati sono:

1. Two Competing Rates Kobayashi Model; 2. CPD Model.

I parametri di input immessi al codice per il modello Two Competing Rates sono riassunti nella Tabella 4.2.

3

Si sono utilizzate in particolare le Law1/Law6, Law4, Law5 (vedi Fluent user’s guide)

 2-steps  CPD COAL DEVO VOLATILES CHAR V.M. OXID CHAR OXID 1-step, EDM 1-step, EDM, kinetic/diffusion VM+2.45 O22.17 CO+0.63 CO2+ +2.1 H2O+0.07 N2 CO+1/2 O2CO2 C+O2CO2

I coefficienti 1 e 2 sono i “fattori peso” relativi alla produzione di volatili rispettivamente

alle basse e alte temperature. Per 1 si considera un valore pari alla frazione di volatili

determinata dalla proximate analysis, mentre 2 ha valore unitario.

Per quanto riguarda il Chemical Percolation Devolatilization (CPD) Model i parametri immessi al codice sono ricavati dai dati relativi alla proximate e ultimate analysis del Göttelborn coal (Tabella 3.1) utilizzando le correlazioni di Genetti (1999).

Tabella 4.3 - Parametri utilizzati per il modello di devolatilizzazione CPD

Md 33.3864

Mcl 325.1819

p0 0.5663

+1 5.0398 c0 0

E’ stata considerata trascurabile la variazione di diametro delle particelle durante il processo di devolatilizzazione, per cui Csw =1 (coefficiente di swelling). Lo scambio termico tra le fasi è

definito dalla (2.42) con hfg =0.

Una ultima considerazione sull’analisi della devolatilizzazione è relativa alla frazione di volatili rilasciata durante il processo. La quantità di volatili prodotta è fortemente influenzata dalle condizioni in cui avviene il processo di pirolisi e dai tempi caratteristici di riscaldamento delle particelle. Quando le particelle di combustibile sono iniettate nella camera di combustione subiscono un riscaldamento rapidissimo (104 K/s) e analisi dettagliate di caratterizzazione del carbone dimostrano che la frazione di volatili rilasciata in tali condizioni è superiore a quella relativa alla proximate analysis (caratterizzata da tempi di riscaldamento

A1 200000 [kg/m 2 s Pa] E1 1.046 e 08 [MJ/kg_mole] A2 1.3 e07 [kg/m2 s Pa] E2 1.684 e 08 [MJ/kg_mole] 1 0.37 [-] 2 1 [-]

più blandi) di un fattore variabile tra 1.5 e 2 in funzione del tipo di carbone. Nel caso del Göttelborn coal il dato relativo alla proximate analysis è f v,0 =37.4% (con fchar =54.3% e fash =8.3% ) mentre la frazione di volatili rilasciata alle alte temperature è pari a vol,ht 0.6 (daf)4 e quindi f v,0 =55% (con fchar =36.7% e fash =8.3%).

Nelle nostre simulazioni sono stati considerati entrambi i casi, in modo tale da valutare le differenze nei risultati numerici in funzione della frazione di volatili rilasciata dal carbone.

4.2.2.4.4. Ossidazione del char

La reazione di combustione è schematizzabile come una reazione del primo ordine del tipo:

2 2 CO

O

C  (4.5) Il modello utilizzato per la determinare la velocità di reazione del processo è Kinetic/Diffusion Surface Reaction Rate Model nel quale la velocità di reazione è influenzata sia dalla diffusione dell’ossigeno nella particella che dalla cinetica chimica.

I parametri immessi al codice per la risoluzione della (eq. 2.47) sono riassunti nella tabella 4.5:

Tabella 4.5 - Parametri utilizzati per la modellazione della reazione eterogenea

C1 5 x 10-12 [kg/m2 s Pa] C2 6.7 [kg/m 2 s Pa05] E 113.82 [MJ/kg_mole] 4.2.2.5. Reazioni omogenee

Lo schema cinetico di reazione dei volatili è il seguente5:









IFRF Doc. No.F/88/a/10

5

con:





Il coefficiente v descrive la frazione di volatili convertita direttamente in CO2 mentre fC, fH e fO sono le frazioni in massa di carbonio, idrogeno ed ossigeno nei volatili (Tabella 4.4).

Tabella 4.4 -Frazioni in massa delle componenti volatili

Mass fraction fC 0.6727 fO 0.2027 fH 0.0847 fN 0.0399

Calcolando i coefficienti stechiometrici6, con le opportune approssimazioni si ottiene:

2 2 2 2 14 . 0 63 . 0 2 . 4 8 . 2 H O N 2.45O 2.17CO 0.63CO 2.1H O 0.07N C      (4.3)

La reazione di ossidazione della CO viene descritta con un singolo step di reazione:

2 2 2 1 CO O CO  (4.4)

Con ordine di reazione 0.25 rispetto all’O2.

6

4.2.2.6. Modello di formazione degli NOx

La modellazione dei processi di formazione degli NOx prende in considerazioni i meccanismi termico e fuel.

Thermal-NO

Il meccanismo thermal-NO è legato alla conversione dell’azoto atmosferico (N2) ed è descritto dalle reazioni (eq. 2.49), (eq. 2.50), (eq. 2.51).

Fuel-NO

Si assume che l’azoto contenuto nel carbone venga rilasciato durante le fasi di devolatilizzazione e combustione del char: la prima fase, molto rapida, avviene all’interno del quarl mentre la seconda, più lenta, nella regione di sviluppo della fiamma. Si suppone che la frazione di azoto rilasciata durante la devolatilizzazione sia pari al 60% dell’azoto contenuto nel combustibile; la rimanente parte reagisce di seguito alla combustione del char. Si ipotizza che i composti secondari che prendono parte al processo di formazione degli NO siano costituiti esclusivamente da HCN.

4.2.3. Condizioni al contorno

Le condizioni al contorno sono descritte in dettaglio nei seguenti punti:

 Aria in ingresso (air inlet): sono state fornite le velocità assiali e tangenziali medie,

U = 43.83 m/s e W = 49.42 m/s. La temperatura dell’aria è T = 573.15 K. L’intensità turbolenta e la lunghezza caratteristica sono rispettivamente 20% e 2.35 cm.

 Carbone in ingresso (coal inlet): è stata fornita una velocità assiale in ingresso per

l’aria di trasporto da misure LDV pari a U = 23.02 m/s ed una temperatura pari a T = 343.15 K. L’intensità turbolenta e la lunghezza caratteristica sono rispettivamente 10% e 0.65 cm. Le particelle sono assunte essere trasportate alla stessa velocità dell’aria (condizione di zero slip velocity) Le condizioni di input relative alla portata di carbone e alla distribuzione diametrale della particelle è riportata in Tabella 4.1, mentre le proprietà del Göttelborn coal e la proximate e ultimate analysis sono riportate nelle Tabelle 3.1 e 3.2. Per la composizione si sono considerati 2 diversi casi:

1. f vol =37.4% ; fchar =54.3% ; fash =8.3%

 Pareti (wall): alle pareti sono fornite temperature e valori di emissività. Anche i cooling

loops sono schematizzati come pareti. I valori immessi al codice sono elencati nella Tabella 4.6. Tali valori sono suggeriti da Peters e Weber (1992).

Tabella 4.6 -Condizioni al contorno sulle pareti del domino

Boundary Temperature [K] Emissivity

Inlet air duct wall Inlet fuel duct wall Coal gun front wall Burner quarl wall Furnace front wall Furnace cylinder wall Cooling loops (x7) Furnace back wall

573.15 343.15 800 1273 1400 1400 1000 1300 0.6 0.6 0.6 0.6 0.5 0.5 0.4 0.5

 Uscita (outlet): è fornita una condizione di pressione media relativa nulla.

Tutte la condizioni al contorno sono schematizzate in Figura 4.6

Cooling loops(x7)

Outlet Furnace cylinder wall

Coal gun front wall

Furnace back wall

Furnace front wall

Inlet air duct

Inlet fuel duct

Burner quarl

4.3. Modello numerico per la simulazione delle prove di Livorno

4.3.1. Prove isoterme

4.3.1.1. Dominio e griglia di calcolo

Anche in questo caso è stata ipotizzata una geometria cilindrica della fornace con una lunghezza complessiva pari a L = 6,38 m e sezione circolare, equivalente a quella reale, di raggio r = 1,13 m. Come descritto nel par. 3.2.3, lo swirler è costituito da 12 blocchetti fissi e 12 blocchetti mobili che determinano l’apertura dei canali di efflusso dell’aria comburente. La griglia è tridimensionale e per ridurre il costo computazionale del modello è stato considerato un dominio di calcolo relativo ad un settore di 30° (pari a 1\12 del sistema) sfruttando una condizione al contorno di periodicità rotazionale per le pareti laterali. Nella Figure 4.7 e 4.8 è riportata la modellazione dello swirler e del bruciatore AASB per assetti SS = 5 e SS = 10.

Figura 4.7 - Dettaglio del modello del bruciatore AASB e dello swirler con SS = 5

Canali tangenziali

Canali radiali

Ingresso combustibile + aria di trasporto

Ingresso aria comburente

La griglia è ibrida, con una mesh tetraedrica di tipo non-strutturato nella regione dello swirler, e una mesh esaedrica strutturata per il bruciatore e la fornace. Un totale di circa 1,2 milioni di celle sono state utilizzate nel caso di swirler setting SS = 10 e di circa 1,3 milioni nei casi con assetti SS = 5 e SS = 8.

Nelle figure 4.9 e 4.10 è rappresentata la griglia di calcolo per il caso di swirler setting SS = 10.

Figura 4.9 – Dettaglio della griglia di calcolo per swirler setting SS=10

Figura 4.8 - Dettaglio del modello del bruciatore AASB e dello swirler con SS = 10

Figura 4.10 – Dominio di calcolo per swirler setting SS=10

4.3.1.2. Modello fisico

Il caso isotermo è un caso monofase (la fase gas è aria). Il campo di moto è determinato dalla risoluzione delle equazioni di conservazione della quantità di moto e della massa (eq. di Navier-Stokes) all’interno del dominio di calcolo. I termini di stress di Reynolds sono risolti con i modelli di turbolenza descritti di seguito.

Le condizioni operative del processo sono:

 Pressione: 1 atm  Temperatura: 23°C

Modello di turbolenza

Sono stati analizzati e confrontati 4 diversi modelli di turbolenza a diffusione per gradiente a 2 equazioni: k- standard, RNG k-, k-standarde k-SST (Shear Stress Transport), allo scopo di identificare il modello che meglio predice l’evoluzione aerodinamica di un flusso swirlato.

Nella tabella seguente sono riassunti schematicamente i modelli di turbolenza utilizzati nelle diverse simulazioni.

Tabella 4.7 -Modelli di turbolenza utilizzati nelle simulazioni Modello di turbolenza Swirler setting SS k-std RNG k- SST 5 10 8

٧

٧

٧

٧

-٧

٧

-٧

٧

٧

Le condizioni al contorno sono relative alla definizione delle portate di fluido in ingresso, delle superfici di parete (wall) e delle condizioni del flusso in uscita. E’ stata infine definita una condizione di periodicità (periodic) sulle pareti laterali che delimitano il settore di 30° del dominio di calcolo.

Le condizioni al contorno relative alle sezioni di ingresso e uscita sono le seguenti:

 Ingresso aria comburente:

Mass flow inlet

 SS = 5, SS = 10 : portata in ingresso pari a 0,051 kg\sec  SS = 8 : portata in ingresso pari a 0,053 kg\sec

 Ingresso aria di trasporto:

 SS = 5, SS = 10 : portata in ingresso pari a 0,0182 kg\sec  SS = 8 : portata in ingresso pari a 0,0182 kg\sec

 Uscita:

4.3.2. Prove di combustione di polverino di carbone

Come illustrato nel Capitolo 2, l’analisi numerica di un processo di combustione bifase è estremamente complessa e richiede la risoluzione di un notevole numero di equazioni per ogni singola cella del dominio di calcolo. Per ridurre il costo computazionale del processo è necessario quindi semplificare il più possibile il dominio stesso al fine di ridurre il numero di celle. Per questa ragione, si è scelta una modellazione bidimensionale del sistema, con una griglia di calcolo che contenesse un numero di celle assai inferiore rispetto a quella utilizzata per le simulazioni dei test isotermi.

Il principale problema nella modellazione del sistema è costituito dall’assenza di dati sperimentali relativi alle misurazioni di velocità del flusso swirlato all’interno del bruciatore. Non sono noti i profili di velocità assiale e tangenziale del fluido, e quindi le condizioni di miscelamento dei flussi (numero di swirl) nella regione di fiamma, come spiegato nell’introduzione (par. 4.1) Tali dati sono stati ricavati per via numerica dalle simulazioni a freddo con swirler setting SS = 8.

4.3.2.1. Dominio e griglia di calcolo

La fornace ha una lunghezza complessiva pari a L = 6,38 m e sezione circolare, equivalente a quella reale, di raggio r = 1,13 m. Ciascun cooling loop è stato modellato come un anello cilindrico solido, con una superficie di scambio equivalente a quella reale, e sezione rettangolare di 0,036 m x 0.035 m. Tale modellazione dei cooling loops si è resa necessaria per poter considerare una condizione al contorno di flusso termico estratto.

Il numero complessivo di celle è di 70936.

4.3.2.2. Modello fisico

I modelli numerici utilizzati per la descrizione del processo sono riportati nei seguenti punti:

 Modello di turbolenza

k-SST (Shear Stress Transport)

 Modello di combustione

Eddy Dissipation Model (EDM)

 Modello di radiazione e spettrale

P1; a valutato con il modello WSGGM ; = 0.9

 Modello per la fase discreta

Sono considerate forze di attrito, gravità e turbolenza. Le condizioni di input al risolutore sono riportate nella Tabella 4.8

Figura 4.12 – Particolari della griglia: infittimento nella regione di fiamma (sinistra); cooling loops, in nero, e sezione di uscita, in rosso (destra).

Tabella 4.8 -Dati relativi all’iniezione delle particelle di carbone in camera di combustione

4.3.2.2.1. Schema di reazione

Uno schema semplificato delle reazioni relative al processo di combustione analizzato è riportato nella figura 4.13.

Scambio termico della particella inerte

La risoluzione dell’equazione di bilancio (eq. 2.34) permette di determinare lo scambio termico allo stato inerte: fase di riscaldamento prima della devolatilizzazione e scambio termico delle ceneri

Parametri fisici Velocià:

X-velocity (assiale) 25 m/s Y-velocity (radiale) 0 m/s

Z-velocity (tangenziale) 0 m/s Distribuzione diametrale delle particelle uniforme Diametro medio 36 m Temperatura delle particelle 343.15 K Temperatura di vaporizzazione 500 K Portata 0.089 kg/s

Parametri numerici Number of tries 5 Number of Continuous Phase Iterations

per DPM Iteration 150 50 CHAR OXID COAL DEVO VOLATILES CHAR V.M. OXID 1-step, EDM 1-step, EDM, kinetic/diffusion  CPD VM+1.598 O2 CO2 + 1.417 H2O C+O2CO2

Devolatilizzazione

Il modell di devolatilizzazione usato è il CPD Model: i parametri immessi al codice sono ricavati dai dati relativi alla proximate e ultimate analysis del South African coal (Tabella 3.7) utilizzando le correlazioni di Genetti (1999).

Tabella 4.9 - Parametri utilizzati per il modello di devolatilizzazione CPD

Md 33.3864

Mcl 325.1819

p0 0.5663

+1 5.0398 c0 0

Ossidazione del char

La reazione di combustione è schematizzabile come una reazione del primo ordine del tipo:

2 2 CO

O

C  (4.6) Il modello utilizzato per la determinare la velocità di reazione del processo è Kinetic/Diffusion

Surface Reaction Rate Model. I parametri immessi al codice per la risoluzione della (eq. 2.47) sono riassunti nella tabella 4.10.

Tabella 4.10 -Parametri utilizzati per la modellazione della reazione eterogenea

C1 5 x 10-12 [kg/m2 s Pa] C2 0.002 [kg/m 2 s Pa05] E 79 [MJ/kg_mole]

Ossidazione dei volatili

L’ossidazione dei volatili è descritta con un singolo step di reazione: O

CO O

VM 1.598 2  2 1.417H2 (4.7)

Reazioni di formazione degli NOx

Il meccanismo thermal-NO, legato alla conversione dell’azoto atmosferico (N2), è descritto dalle reazioni (eq. 2.49), (eq. 2.50), (eq. 2.51).

Per quanto riguarda il meccanismo fuel-NO, si assume che la frazione di azoto rilasciata durante la devolatilizzazione sia pari al 60% dell’azoto contenuto nel combustibile; la rimanente parte reagisce di seguito alla combustione del char. Inoltre si ipotizza che i composti secondari che prendono parte al processo di formazione degli NO siano costituiti esclusivamente da HCN.

4.3.2.3. Condizioni al contorno

Le condizioni al contorno sono descritte in dettaglio nei seguenti punti:

 Aria in ingresso (air inlet): sono forniti i profili di velocità assiali (u) e tangenziali (w)

ricavati dalle simulazioni numeriche, implementando in Fluent una User Defined Function (UDF)7. 01 . 289 2 . 6326 31995 2     y y u per 0.07 y0.117 63 . 353 8280 43459 2     y y w per 0.07 y0.117 La temperatura dell’aria è T = 573.15 K.

 Carbone in ingresso (coal inlet): è definita la portata in ingresso di carbone pari a

089 . 0 

C

m kg/sec; la portata di aria di trasporto è pari a m_A 0.218 kg/sec con una temperatura di T=343.15 K. Le condizioni di input relative alle proprietà fisiche del combustibile sono riportata in Tabella 4.7, mentre la composizione è determinata dalla proximate analysis, trascurando l’umidità (Tabella 3.7):

f vol =26% ; fchar =57.7% ; fash =16.3% (f: frazione massica)

 Pareti (wall): alle pareti sono fornite temperature e valori di emissività. Le temperature

sono state definite in modo da garantire una temperatura dei gas in uscita dalla fornace in

7

accordo con i risultati sperimentali. I valori immessi al codice sono elencati nella Tabella 4.11; per la definizione delle boundaries vedi Figura 4.6.

Tabella 4.11 - Condizioni al contorno sulle pareti del domino

Boundary Temperature [K] Emissivity

Inlet air duct wall Inlet fuel duct wall Coal gun front wall Burner quarl wall Furnace front wall Furnace cylinder wall Furnace back wall

573.15 343.15 1000 1200 1200 1200 1200 0.6 0.6 0.6 0.6 0.5 0.5 0.5

 Cooling loops (wall): è definita una condizione di flusso termico estratto, i cui valori per

ciascun cooling loop8 sono riportati in Tabella 4.12. Tali dati sono disponibili dalle prove sperimentali.

Tabella 4.12 - Condizioni al contorno sui cooling loops

Boundary Heat Flux [W/m2]

Cooling loop n°1 Cooling loop n°2 Cooling loop n°3 Cooling loop n°4 Cooling loop n°5 Cooling loop n°6 Cooling loop n°7 Cooling loop n°8 399000 414000 286000 396000 341000 388000 408000 364000 8

Il primo cooling loop (c.l. n°1) è posto ad una distanza dalla sezione di ingresso pari a 2.571 m; i c.l. sono equidistanziati con una distanza pari a 0.58 m.

4.4. Schema riassuntivo delle simulazioni

Nelle tabelle di seguito sono riassunte la caratteristiche ed i modelli utilizzati nelle simulazioni effettuate nei diversi casi presi in esame

Tabella 4.12 - Simulazioni Test di combustione di polverino di carbone di Ijmuiden

Tabella 4.13 - Simulazioni Test isotermi di Livorno Modello di turbolenza Swirler setting SS _{k-std RNG k- SST} 5 10 8

٧

٧

٧

٧

-٧

٧

-٧

٧

٧

Tabella 4.14 - Simulazioni Test di combustione di polverino di carbone di Livorno

Case n° Modello di turbolenza Modello di radiazione Modello di devolatilizzazione Composizione coal   1 k-SST DO CPD f vol = 37.04% fchar = 54.3% WSGGM 0.9 2 k-std DTRM CPD f vol = 37.04% fchar = 54.3% WSGGM - 3 k-SST DTRM CPD f vol = 37.04% fchar = 54.3% WSGGM - 4 k-RNG DTRM CPD f vol = 37.04% fchar = 54.3% WSGGM - 5 k-SST DO 2-Steps f vol = 37.04% fchar = 54.3% WSGGM - 6 k-SST DTRM CPD f vol = 55% fchar =36.7% WSGGM - Modello di turbolenza Modello di radiazione Modello di

devolatilizzazione   Nome legenda