66
4
Simulazioni bruciatore Stirling
Dopo aver condotto la campagna sperimentale, il bruciatore Stirling è stato simulato con il codice di calcolo CFD commerciale CFX 5.7.1, al fine di comprenderne meglio il funzionamento e valutare, attraverso il confronto tra misure e risultati numerici, le capacità predittive del codice.
4.1
Geometria e dominio di calcolo
La geometria del bruciatore è particolarmente complessa. Tuttavia la disposizione dei fori di alimentazione dell’aria e del combustibile ha suggerito il ricorso ad un modello a simmetria assiale. Ciò ha permesso di semplificare il domino di calcolo restringendolo ad un settore angolare di 60°.
La griglia di calcolo, realizzata con il software ICEM-CFX, è stata suddivisa in diverse parti:
• “testa”, per l’ingresso della miscela reagente; • “fluido”;
• “tubo di fiamma”; • “scambiatore”; • “uscita”.
Fata eccezione per il tubo di fiamma, tutte le parti sopra menzionate fanno parte del dominio fluido e sono state create separatamente esclusivamente per una maggiore semplicità nella generazione della mesh.
La testa per l’ingresso della miscela reagente, risulta particolarmente complessa per il posizionamento degli ugelli di ingresso dell’aria comburente e del combustibile. La simmetria minima per la presenza di sei ugelli è di 60°. Proprio per la complessità del distributore di ingresso dei reagenti si è scelto di utilizzare una griglia non strutturata, a base di tetraedri, per consentire un miglior adattamento degli elementi alla geometria rispetto ad una griglia strutturata. Per avere una buona risoluzione degli ugelli di ingresso la griglia è stata infittita in corrispondenza di questi (Figura 4.1 e Figura 4.2), in modo da mantenerne la forma circolare. È stata così ottenuta la configurazione in Figura 4.3.
Figura 4.1 – Ingresso dell’aria comburente
68 Per tutte le altre parti, invece, è stato possibile ricorrere alla strategia a blocchi e utilizzare griglie strutturate con elementi esaedrici1. Inizialmente è stata costruita una griglia
bidimensionale, che è stata successivamente estrusa per rotazione attorno all’asse x, in modo da ottenere il dominio tridimensionale. Per conservare una buona risoluzione angolare, si è deciso di estrudere la griglia 2D di 12 strati (layers) ciascuno con un’ampiezza di 5°.
Per quanto riguarda il fluido, è stata costruita una griglia bidimensionale non uniforme (Figura 4.4), caratterizzata da 219 nodi in direzione assiale, mentre in direzione radiale si distinguono due diverse sezioni, in base alla geometria del combustore. La griglia è stata infittita in prossimità del tubo di fiamma, in modo da rendere visibile la formazione del ricircolo (Figura 4.5).
Figura 4.4 – Griglia di calcolo del fluido
Figura 4.5 – Particolare della griglia di calcolo del fluido in corrispondenza dell’infittimento inprossimità del tubo di fiamma
1 È necessario sottolineare, tuttavia, che indipendentemente da come è stata realizzata la griglia CFX-Solver
Anche per le altre parti si è proceduto come per il fluido, in questi casi però non è stato necessario ricorrere all’infittimento della griglia. In Tabella 4.1 si riassumono le caratteristiche della griglia per tutte le parti.
Tabella 4.1 – Caratteristiche delle griglie di calcolo di tubo di fiamma, scambiatore e uscita impiegate nella simulazione
Parte Testa Fluido Tubo di
Fiamma
Scambiatore Uscita
Tipologia Non
Strutturata
Strutturata Strutturata Strutturata Strutturata Numero di nodi in direzione assiale - 219 156 61 11 Numero di nodi in direzione radiale - 93/99 3 7 19 Angolo di estrusione (deg) 60 5 5 5 5 Strati di estrusione - 12 12 12 12 Numero totale di celle 29996 215532 3720 4320 2160
Le diverse griglie sono state assemblate utilizzando apposite interfacce fluido-fluido (testa-fluido, uscita- fluido, scambiatore-fluido) o fluido- solido (fluido-tubo di fiamma). A questo punto, le griglie sono state assemblate per ottenere l’intero dominio di calcolo utilizzato (Figura 4.6). Come si può facilmente intuire, la geometria del sistema in esame risulta particolarmente complessa, e questo non ha reso possibile l’applicazione di meccanismi cinetici dettagliati per non aumentare ulteriormente il costo computazionale richiesto.
70
Figura 4.6 – Dominio di calcolo impiegato nelle simulazioni
Il sistema è stato suddiviso in due domini di calcolo: uno fluido vero e proprio, costituito dalle parti fluido, testa, uscita e scambiatore, e uno solido, rappresentativo del tubo di fiamma. All’interno del dominio fluido è stato definito un subdominio, rappresentativo dello scambiatore ad elio, che asporta il calore di reazione per il funzionamento del ciclo Stirling. Per semplicità di rappresentazione si è deciso, infatti, di non modellare l’alettatura e di trattare lo scambiatore come regione fluida in cui viene asportata una determinata quantità di calore.
La configurazione3D completa dell’apparato sperimentale, così come è stato rappresentato nel codice, è riportata in Figura 4.7.
Si riporta, anche, in Figura 4.8, un dettaglio della sezione di ingresso della miscela reagente.
Figura 4.7 – Geometria 3D completa del bruciatore Stirling
Figura 4.8 – Dettaglio della sezione di ingresso della miscela reagente rappresentata nel codice
4.2
Condizioni al contorno
La definizione delle condizioni al contorno, del modello matematico e dei parametri del solutore è stata realizzata con il Pre-processore del codice di calcolo, CFX-Pre.
Alle sezioni di ingresso dell’aria comburente (Air Inlet) e del combustibile (Fuel Inlet) è stata applicata una condizione di tipo Inlet, specificando il flusso massico, mi, la
temperatura, Tin, e la composizione della corrente in ingresso. Per quanto riguarda la
72 prove condotte2. Nel caso dell’aria, invece, utilizzando l’Expression Editor disponibile nel
Pre-processore del codice di calcolo, è stata implementata una sub-routine per il calcolo della temperatura, che non è misurata sperimentalmente. È stato considerato lo scambio termico tra i fumi in uscita e l’aria in ingresso nel preriscaldatore aria-fumi e, attraverso un’analisi di letteratura applicata a preriscaldatori di bruciatori FLOX®, è stata supposta
un’efficienza di scambio termico pari al 50%.
La definizione della portata ponderale in luogo della velocità di ingresso permette di avere un profilo di velocità variabile in corrispondenza delle sezioni di alimentazione. Le simulazioni numeriche sono state condotte utilizzando, come combustibili, gas naturale3 e miscele metano-idrogeno, variando il contenuto di H2 in modo da mantenere
costante l’input termico (vedi Tabella3.1, Capitolo 3).
La portata di fuel è stata determinata dalle misure fatte, mentre quella dell’aria è stata ricavata dalla conoscenza dell’eccesso d’aria, εA, sotto forma di O2 nei fumi in uscita.
Alla sezione di uscita dei fumi dal combustore (Uscita) è stata associata una condizione di tipo Outlet, specificando la pressione statica, p, sulla sezione. Poiché il bruciatore opera a
pressione atmosferica, la pressione relativa è stata posta in tutti i casi pari a zero.
All’asse di rotazione (Axis) e alle pareti laterali del dominio fluido, del tubo di fiamma, dello scambiatore e dell’uscita è stata applicata una condizione di simmetria.
Alle pareti del bruciatore intorno agli ingressi (Air Inlet Wall, Fuel Inlet Wall) è stata applicata una condizione di tipo Wall adiabatico. Rispetto allo scambio di calore radiante le pareti sono state considerate opache, in grado cioè di assorbire e di emettere la radiazione ma non di trasmetterla.
Alla faccia superiore del dominio fluido (Guscio) è stata applicata una condizione di tipo Wall non adiabatico al fine di simulare una parete reale con una minima dispersione derivante dalla non perfetta coibentazione. Utilizzando l’Expression Editor disponibile nel Pre-processore del codice di calcolo, è stata implementata una sub-routine per il calcolo del calore disperso.
Un’ulteriore sub-routine è stata utilizzata nel subdominio fluido corrispondente allo scambiatore per il calcolo del calore ceduto dai fumi all’elio. La sub-routine realizza un
2 È stata considerata una temperatura di 300 K
3 Composizione volumetrica del gas naturale: CO2 = 0,006; N2 = 0,008; CH4 = 0,89, C2H6, C3H8, Idrocarburi
bilancio di energia sui fumi che attraversano lo scambiatore e prevede il calcolo, da parte del codice, della temperatura media e della portata dei fumi che investono lo scambiatore. Per quanto riguarda la temperatura fredda, invece, è stato preso il valore più basso tra quelli misurati dalle termocoppie disposte sulla superficie dello scambiatore.
4.3
Modello fisico
4.3.1 Modello di turbolenza
Il problema oggetto di studio è caratterizzato da una forte interazione tra fenomeni di scambio di materia, quantità di moto ed energia. Per questa ragione, oltre all’equazione di conservazione della quantità di moto e della massa totale, è stato necessario risolvere anche le equazioni di conservazione della massa dei singoli componenti e dell’energia. Per quanto riguarda il modello di turbolenza si è scelto di utilizzare il modello k-ε standard. Tale modello risulta stabile e numericamente robusto e permette di raggiungere una buona capacità predittiva.
4.3.2 Modello per il trasferimento di calore
Si è fatto ricorso al modello Total Energy, in cui si applica l’equazione di bilancio energetico, senza trascurare il termine cinetico, poiché si considera il contributo dell’energia dovuto all’elevata velocità del flusso:
2 1 2 tot stat h =h + u (4.1) 4.3.3 Modello cinetico
In regime di combustione flameless i tempi caratteristici della cinetica chimica e della turbolenza risultano paragonabili e il numero di Damköhler tende all’unità. In tali condizioni la velocità di combustione risulta influenzata sia dai fenomeni di trasporto diffusivo che dalla chimica delle reazioni di ossidazione. Il tasso di reazione è stato valutato, pertanto, con il modello di combustione combinato Eddy Dissipation/Finite Rate.
74 Sulla base di tale modello misto il codice di calcolo valuta, cella per cella, la velocità di reazione come il valore minimo tra quelli forniti dai modelli Eddy Dissipation e Finite Rate. Per la combustione delle miscele metano-idrogeno si è fatto riferimento, invece, ad uno schema globale a cinque reazioni proposto da Fletcher et al. (2000):
4 1/ 2 2 2 2 37.5 / CH + O →CO+ H + MJ kmol (4.2) 4 2 3 2 206 / CH +H O→CO+ H − MJ kmol (4.3) 2 1/ 2 2 2 242 / H + O →H O+ MJ kmol (4.4) 2 2 2 41.1 / CO+H O↔CO +H + MJ kmol (4.5) 2 2 1 2 283 / CO+ O →CO + MJ kmol (4.6)
I coefficienti per il calcolo delle costanti cinetiche delle reazioni (4.2)-(4.5) sono stati ricavati da Jones e Lindstedt (1988), mentre per la reazione (4.6) si è fatto riferimento a Westbrook e Dryer (1981). La costante inversa per la reazione (4.6) è stata posta pari a zero dal momento che il ricorso ai valori suggeriti da Westbrook e Dryer (1981) determina concentrazioni di CO nei fumi eccessive e non realistiche, come risulta evidente da un confronto con i dati di equilibrio disponibili in letteratura (Fletcher et al., 2000). Questa ed altre incongruenze negli schemi cinetici di Westbrook e Dryer (1981) sono state riportate in letteratura (Polifke et al., 1996). Per quanto riguarda la reazione (4.5), “water-gas shift”, si è fatto riferimento, per la reazione diretta, a Jones e Lindstedt (1988) , e per la reazione inversa, ai dati di equilibrio suggeriti da Gururajan et al.(1992), in accordo con quanto riportato da Fletcher et al.(2000).
La velocità delle reazioni riportate, wi, è esprimibile nella forma, tipo Arrhenius:
[ ]
∏
= ⋅ − ⋅ ⋅ = NC k k k a k R RT E T A w ,... 2 , 1 exp β (4.7)in cui
[ ]
Rk rappresenta la concentrazione della specie reagente k.I coefficienti per il calcolo della velocità di reazione diretta delle reazioni (4.2) - (4.6) sono riportati in Tabella 4.2. Il calcolo delle costanti cinetiche per le reazioni inverse è stato realizzato direttamente dal codice di calcolo, sulla base della conoscenza della costante di equilibrio, Keq.
Tabella 4.2 - Coefficienti per il calcolo delle costanti cinetiche delle reazioni (4.2) – (4.6) (m, s, K, J, kmol). Reazione A β a b Ea(kcal/mol) (4.2) 8.30e+05 0 -0.30 1.30 1.26e+05 (4.3) 4.40e+11 0 0.50 1.25 1.26e+08 (4.4) 3.00e+08 0 1.00 1.00 1.26e+08 (4.5) 6.80e+15 -1 0.25 1.50 1.67e+08 (4.6)4 2.24e+03 0 1.00 0,25 1.67e+08
La formazione dell’NO con i meccanismi thermal e prompt è stata modellata con reazioni globali single step, caratterizzate dalle seguenti espressioni cinetiche:
[ ]
[ ] [ ]
2 2 1 2 N O k W dt NO d thermal NO thermal ⋅ ⋅ ⋅ = (4.8)[ ]
[ ] [ ] [ ]
2 3 2 2 1 2 ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ = ρ W Fuel N O k W dt NO d prompt NO prompt (4.9)Nelle equazioni (4.8)e (4.9), W e ρ rappresentano, rispettivamente, il peso molecolare
medio e la densità della miscela gassosa mentre WNO è il peso molecolare dell’NO. Le
costanti cinetiche kthermal e kprompt sono calcolate con espressioni di tipo Arrhenius:
− ⋅ ⋅ = T T T A k β exp a (4.10)
I coefficienti per il calcolo delle costanti cinetiche sono riportati in Tabella 4.3. Nel caso del meccanismo di formazione prompt i parametri Aprompt e Ta,prompt dipendono dal combustibile
impiegato. La Tabella 4.3 riporta i valori proposti per il metano da De Soete (1974).
Tabella 4.3 - Coefficienti per il calcolo della costanti cinetiche per i meccanismi thermal e prompt.
Meccanismo thermal thermal A (m1.5 kmol-0.5 K0.5 s-1) β Ta,thermal (K) 4.52414e+15 -0.5 69466 Meccanismo prompt
76
prompt
A (s-1) β Ta,prompt (K)
6.4e+06 0 36510
Le reazioni di formazione dell’NO sono fortemente influenzate dalla temperatura, essendo caratterizzate da valori molto alti dell’energia di attivazione. Nel caso di flussi turbolenti, la presenza di forti gradienti di temperatura locali può determinare, quindi, incrementi significativi del tasso di produzione dell’NO in fiamma. Per tenere conto di questo effetto la costante cinetica di tipo Arrhenius delle reazioni è stata integrata con una funzione di densità di probabilità per la temperatura (PDF):
dT T P T k T T T k T T ⋅ ⋅ ⋅ − =
∫
max min ) ( ) ( 1 ) ( min max (4.11) dove Tmax −Tmin è l’intervallo di temperatura di interesse, pari a [300, 2300 K] secondo le impostazioni di default. La PDF della temperatura è valutata sulla base della temperatura media, T~ , e della varianza della temperatura, ''T . La forma presunta della funzione P(T) è
quella di una funzione-β:
( )
(
)
∫
− − − − − ⋅ − ⋅ = 1 0 1 1 1 1 1 1 ) ( ψ ψ ψ ϕ ϕ d T P b a b a (4.12) dove(
)
− − ⋅ − = − − ⋅ = ) 1 ~ 1 ( ~ ~ 1 1 ) ~ 1 ( ~ ~ g b g a ϕ ϕ ϕ ϕ ϕ ϕ (4.13) e(
)
2 min max '' min max min min max min 2 ~ ~ T T T g T T T T T T T T − = − − = − − = ϕ ϕ (4.14)In assenza di fluttuazioni di temperatura, la funzione P(T) tende ad una funzione di Dirac
e la costante cinetica integrata risulta uguale alla costante cinetica di tipo Arrhenius. Nel caso di forti gradienti di temperatura locali, invece, la funzione-β assume la forma di una doppia Dirac mentre, per i casi intermedi, la PDF è simile ad una distribuzione gaussiana. Per il calcolo della velocità di reazione dell’NO è stato utilizzato un modello di combustione Finite Rate, in luogo del modello combinato. È noto, infatti, che i cammini di reazione che portano alla formazione delle sostanze inquinanti (NO, CO) sono
caratterizzati da scale di tempi molto maggiori rispetto a quelle delle reazioni di ossidazione del combustibile (Poinsot e Veyante, 2001).
4.3.4 Modello del trasferimento di calore e modello di radiazione
Il calcolo della radiazione termica è stato effettuato tenendo conto dell’ipotesi di mezzo otticamente spesso5, utilizzando il modello Discrete Transfer, basato sulla dipendenza
angolare dell’intensità della radiazione emessa, in cui viene discretizzato l’intero angolo solido Ω, utilizzando un numero finito di direzioni, a ciascuna delle quali è associato un fattore peso.
Quanto al modello spettrale, è stato scelto un modello di gas grigio, Gray, che considera proprietà radiative costanti in tutto lo spettro delle lunghezze d’onda.
È stato evidenziato (Parente a.a. 2003-2004) che in regime flameless le differenze tra le predizione dei modelli Gray e WSGG si riduce per la riduzione dei gradienti di concentrazione delle specie assorbenti ed emettenti (CO2 e H2O).
Per questa ragione si è fatto riferimento ad un modello spettrale Gray con un coefficiente di assorbimento costante in tutto lo spettro e pari a 0,3.
Questa approssimazione permette di ridurre notevolmente il costo computazionale (CPU-time) senza compromettere l’accuratezza dei risultati.
In Tabella 4.4 si riporta un quadro riassuntivo dei modelli impiegati nella simulazione numerica del caso reattivo.
Tabella 4.4 - Modello matematico adottato nella simulazione numerica del flusso reagente.
Modello temporale Stazionario
Modello di turbolenza k-ε
Trattamento del flusso alle pareti Scalable Wall Functions Modello di combustione Ossidazione CH4 e H2 Eddy Dissipation
78
Formazione NO Finite Rate
Modello di radiazione Discrete Transfer
Modello spettrale Gray
Un quadro riassuntivo delle simulazioni condotte è riportato in Tabella 4.5
Tabella 4.5 – Schema riassuntivo delle simulazioni condotte
N° prova QGN (kg/s) QH2 (kg/s) QAria (kg/s) InputTerm (kW) %InputTerm H2 PresHe (bar) Modello combustione 1 0,000232 0 0,006554 10,8 0 40 5 step 2 0,000238 1,6E-05 0,008848 12,98 14,5 40 5 step 3 0,000227 2,3E-05 0,009524 13,3 20,4 40 5 step 4 0,000523 0 0,012949 24,4 0 90 5 step 5 0,000447 2,8E-05 0,014388 24,2 14,0 90 5 step 6 0,000442 3,9E-05 0,015613 25,3 18,6 90 5 step 7 0,000639 0 0,01536 29,8 0 120 5 step 8 0,000562 3,6E-05 0,017715 30,5 14,1 120 5 step 9 0,000537 5,1E-05 0,018776 31,1 19,5 120 5 step 10 0,000232 0 0,006554 10,8 0 40 2 step6 11 0,000523 0 0,012949 24,4 0 90 2 step 12 0,000639 0 0,01536 29,8 0 120 2step 6 2 2 4 3 2 2 CH + O →CO+ H O; CO+1 2O2 →CO2
4.4
Risultati
Si analizzano di seguito i risultati ottenuti delle prove numeriche eseguite con il codice di calcolo CFX-5.7.1. I risultati forniti dal codice vengono confrontati con i valori sperimentali ottenuti dalle prove condotte sul bruciatore presso i laboratori Enel-Ricerca di Livorno. 4.4.1 Campo di moto e valutazione del rapporto di ricircolo
L’analisi del campo di moto presente all’interno del bruciatore (Figura 4.9) ha confermato il meccanismo che promuove la ricircolazione dei gas esausti nella zona di combustione(Figura 4.10). Il getto d’aria in ingresso ad alta velocità esercita, infatti, un effetto eiettore sui gas esausti in uscita dalla sezione anulare tra il tubo di fiamma e l’involucro esterno. Parte dei fumi inverte, quindi, il flusso e ricircola nella zona di combustione. L’aria in ingresso, inoltre, esercita anche un effetto di trascinamento sulla portata di combustibile in ingresso. La particolare inclinazione degli ugelli fa sì che la miscela entri in camera di combustione senza problemi di fuoriuscita di flusso nella zona anulare tra la camera e l’involucro esterno(Figura 4.11).
La formazione di un altro ricircolo è evidente nella zona morta al di sotto dello scambiatore, dove finiscono i fumi che hanno attraversato lo scambiatore(Figura 4.12). Il rapporto di ricircolo dei gas esausti è stato calcolato, per ciascuna simulazione, sulla base della definizione proposta da Wünning e Wünning (1997):
A F E R m m m k + = (4.15)
dove mE è la portata di gas esausti che ricircola nella zona di combustione mentre mF e A
m rappresentano, rispettivamente, le portate di combustibile ed aria in ingresso. La portata mE è stata valutata come differenza tra la portata complessiva in ingresso al tubo
di fiamma, mFT, e la portata dei gas esausti in uscita dal bruciatore, mOUT: OUT
FT E m m
m = − (4.16)
I valori del rapporto di ricircolo relativi alle simulazioni effettuate sono riportati nella IX colonna della (Tabella 4.6)
80
Tabella 4.6 – Valori del tasso di ricircolo nelle varie simulazioni
N° prova PresHe (bar) QGN (kg/s) QH2 (kg/s) %InputTerm H2 kR (%) 1 40 0,000232 0 0 108 2 40 0,000238 1,6E-05 14,5 120 3 40 0,000227 2,3E-05 20,4 114 4 90 0,000523 0 0 105 5 90 0,000447 2,8E-05 14,0 107 6 90 0,000442 3,9E-05 18,6 107 7 120 0,000639 0 0 104 8 120 0,000562 3,6E-05 14,1 107 9 120 0,000537 5,1E-05 19,5 108 10 40 0,000232 0 0 117 11 90 0,000523 0 0 115 12 120 0,000639 0 0 112
Figura 4.10 – Particolare del campo di velocità in corrispondenza del ricircolo dei gas esausti
82
Figura 4.12 – Zona di ricircolo in corrispondenza della zona morta al di sotto dello scambiatore al elio
4.4.2 Campo di temperatura
La complessità della geometria simulata è confermata dall’andamento delle temperature, che evidenziano una forte “tridimensionalità” (Figura 4.13).
Figura 4.13 – Andamento delle temperature per valori > 1800K
L’analisi del campo delle temperature è stata effettuata considerandone i profili radiali a diversi punti lungo l’asse (x = 75 mm, x = 150 mm, x = 225 mm, x = 300 mm).
Figura 4.14 – Profili radiali della temperatura media nel fluido al variare della coordinata assiale x e della pressione di lavoro dell’elio nel caso di alimentazione di solo gas naturale
La zona di reazione si sposta verso l’interno all’aumentare della pressione di lavoro dell’elio: infatti la temperatura per il caso a 40 bar è maggiore in corrispondenza della sezione di ingresso e diminuisce man mano che ci si sposta verso l’interno della camera.
84
Figura 4.15 - Profili radiali della temperatura media nel fluido al variare della coordinata assiale x e della pressione di lavoro dell’elio nel caso di alimentazione con gas naturale e contenuto di idrogeno più alto.
Anche in questo caso è possibile notare come l’aumento di pressione dell’elio porti ad uno spostamento della zona di reazione verso l’interno della camera, corrispondente ad un aumento delle temperature. Facendo un confronto tra la Figura 4.14 e la Figura 4.15 si può inoltre notare come, alla distanza assiale di 300 mm la temperatura nel caso della presenza di idrogeno sia minore rispetto al gas di solo metano. Tale risultato conferma che la velocità di reazione dell’ idrogeno è maggiore di quella del metano (Capitolo 1) e questo porta ad una riduzione della zona di reazione.
Dato che il bruciatore è progettato per lavorare con elio ad elevate pressioni, si analizza il comportamento del sistema nel caso di pressione dell’elio pari a 120 bar, variando il contenuto di idrogeno nell’ alimentazione.
Figura 4.16 - Profili radiali della temperatura media nel fluido al variare della coordinata assiale x a pressione dell’elio di 120 bar al variare del contenuto di idrogeno nell’alimentazione.
Anche in questo caso si può notare come la presenza dell’idrogeno faccia aumentare la velocità di reazione: la temperatura del caso con maggior contenuto di idrogeno, infatti, all’inizio è la più alta mentre in corrispondenza della maggiore distanza assiale risulta la più bassa. Tale comportamento è giustificato dal breve ritardo di ignizione dell’idrogeno, che fa reagire subitola miscela e provoca, quindi, ad un “accorciamento” della zona di reazione.
4.4.3 Emissioni di NO
Particolare attenzione è stata rivolta al confronto tra i valori delle emissioni di NO misurati sperimentalmente e quelli calcolati dal codice (Figura 4.17).
86
Figura 4.17 – Confronto tra i valori delle emissioni di NO misurati sperimentalmente (asse x) e quelli calcolati dal codice (asse y).
Come è evidente dalla Figura 4.17, tranne che in un caso relativo alle prove simulate a 40 bar, si può notare un buon accordo tra i valori misurati e quelli calcolati. Questo a conferma della validità delle ipotesi con cui sono state eseguite le simulazioni e della rispondenza tra il modello simulato e il bruciatore reale.
Si riportano in Tabella 4.7 i valori delle emissioni di NO relativi alle prove sperimentali e alle simulazioni.
Tabella 4.7 – Confronto tra i valori misurati e calcolati delle emissioni di NO N° prova Pressione He (bar) QGN (kg/s) QH2 (kg/s) %InputTerm H2 NO misurato (ppmV) NO calcolato (ppmV) 1 40 0,000232 0 0 56-56.4 103 2 40 0,000238 1,6E-05 14,5 58.1-58.0 63.6 3 40 0,000227 2,3E-05 20,4 61.3-60.7 54 4 90 0,000523 0 0 49-50.85 68.3 5 90 0,000447 2,8E-05 14,0 45 50.4 6 90 0,000442 3,9E-05 18,6 44.8-45.1 49.1 7 120 0,000639 0 0 48.1-48.5 58.1 8 120 0,000562 3,6E-05 14,1 40-40.11 36.2 9 120 0,000537 5,1E-05 19,5 38.7-38.5 33.9
Come è evidente anche dai valori riportati in Tabella 4.7, nelle prove a 90 e 120 bar è rispettato in trend decrescente delle emissioni all’aumentare del contenuto di idrogeno. Al contrario, invece, si nota un aumento delle emissioni nelle prove a 40 bar all’aumentare della quantità di idrogeno introdotto.
Tale apparente anomalia può essere spiegata col fatto che il bruciatore è progettato per lavorare ad elevate pressioni e quindi le sue prestazioni migliorano in tali condizioni. Tale considerazione è avvalorata da un generale trend discendente nelle emissioni di NO nel passaggio dalle prove a 40 a quelle 120 bar.
4.4.4 Analisi di valori misurati
88
Tabella 4.8 – Valori di alcuni valori misurati
N°prova PHe (bar) QGN (kg/s) QH2 (kg/s) CO (ppmv) NO (ppmv) O2 (%vol) CO2 (%vol) Tfumi out (°C) 1 40 0,000232 0 2.5-2.64 56-56,4 8,15-8,09 7,1 19,7 2 40 0,000265 7,6E-06 1.45-1.48 54,5-55,06 9,12-9,22 6,2-6,1 20,4 3 40 0,000238 1,6E-05 0,75-0,7 58,1-58,0 9,9 5,4 20,8 4 40 0,000227 2,3E-05 0,4-0,31 61,3-60,7 10,5-10,6 4,8 21,3 5 90 0,000523 0 10,8-10,95 49-50,85 6,4-6,3 8,0-8,1 29,8 6 90 0,000244 1,3E-05 7,0-7,2 47,3-47,7 7,37-7,3 7,1-7,2 32,8 7 90 0,000447 2,8E-05 5 45 8,27 6,3 35,1 8 90 0,000442 3,9E-05 3,75 44,8-45,1 8,88 5,7 36,7 9 120 0,000639 0 16,4 48,1-48,5 5,92-5,88 8,3 39,5 10 120 0,0006 1,7E-05 9,76-9,8 44,0-43,5 7,10-7,07 7,3 42,1 11 120 0,000562 3,6E-05 7,0-7,05 40-40,11 7,97-8,01 6,4 44,4 12 120 0,000537 5,1E-05 5,3-5,54 38,7-38,5 8,69-8,58 5,8 46,1
Per quanto riguarda la composizione dei fumi è stato notato un aumento dell’eccesso di ossigeno nelle prove con idrogeno, dovuto al fatto che nelle reazioni di ossidazione, richiede meno O2 rispetto al gas naturale.
Parallelamente si nota una diminuzione del monossido di carbonio e di conseguenza una diminuzione di CO2 dovute all’introduzione di meno carbonio.
La temperatura subisce un leggero incremento nel passaggio dalle prove a basse potenzialità a quelle ad alte potenzialità, dovuto principalmente all’aumento delle portate termiche in gioco, ma anche dal fatto che l’introduzione di idrogeno comporta un aumento della temperatura adiabatica di fiamma (Capitolo 1).
4 Simulazioni bruciatore Stirling ... 66
4.1 Geometria e dominio di calcolo... 66
4.2 Condizioni al contorno... 71
4.3 Modello fisico... 73
4.3.1 Modello di turbolenza ... 73
4.3.2 Modello per il trasferimento di calore... 73
4.3.3 Modello cinetico... 73
4.3.4 Modello del trasferimento di calore e modello di radiazione... 77
4.4 Risultati... 79
4.4.1 Campo di moto e valutazione del rapporto di ricircolo ... 79
4.4.2 Campo di temperatura ... 82
4.4.3 Emissioni di NO... 85
