1 Tecnologie avanzate di combustione dell’idrogeno

1

Tecnologie avanzate di combustione dell’idrogeno

1.1

Introduzione

L’idrogeno è considerato un promettente vettore energetico del futuro. Esso può essere prodotto, infatti, da energia solare o da fonti rinnovabili (carbone e biomasse) e il suo impiego non comporta alcuna emissione di CO2 in atmosfera. Inoltre,

l’elevata velocità di fiamma e l’ampio range di infiammabilità dell’H2 (Tabella 1.1) ne

suggeriscono l’impiego come additivo per miscele idrocarburiche magre. Queste considerazioni hanno suscitato un rinnovato interesse della comunità scientifica internazionale relativamente alle problematiche connesse alla produzione e combustione dell’H2. In particolare, numerosi studi sono stati e sono tuttora rivolti

all’analisi dei processi di combustione dell’H2 in sistemi ad elevatissime prestazioni

energetiche ed ambientali.

Tuttavia, la combustione dell’H2 pone numerose problematiche tecnologiche in

quanto i bruciatori convenzionali sono inadeguati.

L’alta temperatura adiabatica di fiamma comporta problemi sui materiali e quindi la necessità di diluizione dei fumi.

La temperatura di preriscaldamento influenza la velocità di propagazione del fronte di fiamma, aumentandola significativamente; questo spiega come sia possibile stabilizzare fiamme di idrogeno anche ad alta velocità di efflusso (fino a 160 m/s). Le applicazioni ai turbogas convenzionali progettati per miscele HC/aria non sono soddisfacenti, poiché caratterizzate da fiamme piuttosto lunghe con eccessiva produzione di NOx. Sfruttando invece il breve ritardo di ignizione è possibile fare ricorso a bruciatori più corti e compatti,caratterizzati da tempi di residenza inferiori e quindi, potenzialmente, da minori produzioni di NOx termici.

A tutte queste problematiche si cerca di dare una soluzione utilizzando tecnologie avanzate di combustione, caratterizzate dall’assenza di bruschi gradienti di temperatura e dall’elevata controllabilità del processo cinetico- chimico.

Per applicare tali tecnologie è necessario riprogettare il sistema di combustione (bruciatore – camera di combustione) appositamente per la combustione dell’H .

Tabella 1.1 – Caratteristiche dell’idrogeno H2/Aria CH4/Aria H2/O2 Potere calorifico Inf/Sup (kcal/kg) 28681/33944 11942/13265 - Tadiab,comb 2045 1918 2974 LII-LSI in % 4-75 5-15 4-94 Velocità di combustione teorica SL(m/s) 2,7 0,37 11,7

1.2

La combustione senza fiamma

Le attuali tecnologie implicano che la combustione di un gas con aria od ossigeno possa avvenire in due modi:

• combustione diffusiva • combustione premiscelata

Nella combustione diffusiva i reagenti si miscelano direttamente in camera di combustione, diffondendo l’uno nell’altro, e bruciano quando vengono raggiunti i limiti di infiammabilità. I bruciatori a fiamma diffusiva alimentati con idrogeno generano fiamme estremamente stabili grazie all’elevato range del rapporto di equivalenza (Φ = maria,st/maria). Tuttavia le temperature risultano molto elevate e,

quindi, le emissione di NOx nei fumi sono eccessive e di gran lunga superiori ai limiti consentiti dalle vigenti norme.

Nella combustione premiscelata i reagenti entrano in camera di combustione già miscelati e sono in grado di bruciare subito. In questo modo agendo sul rapporto di equivalenza si può avere un elevato controllo sulla combustione e quindi sulle emissioni.

In particolare, il ricorso a fiamme premiscelate magre (eccesso di comburente) permetterebbe di limitare le temperature operative e la formazione di NOx tramite il meccanismo termico. Tuttavia, ciò potrebbe determinare problemi di stabilità di fiamma e rischio di flashback.

Numerosi sforzi sono stati pertanto effettuanti al fine di sviluppare sistemi di combustione ad elevata efficienza e senza gli effetti avversi legati alla formazione degli NOx. Tali studi hanno evidenziato si è visto che una significativa ricircolazione dei gas esausti nella zona di combustione, associata ad un elevato preriscaldamento dei flussi entranti (i reagenti devono essere a temperatura maggiore della temperatura di autoignizione della miscela), permette di modificare profondamente la struttura tipica della fiamma, determinando il raggiungimento di uno stato di reattività diffusa ed estesa all’intero volume della camera di combustione. L’aria comburente è diluita per effetto del miscelamento con i gas esausti e la concentrazione di ossigeno nella zona di reazione risulta, pertanto, molto più bassa rispetto al valore atmosferico del 21%.

L’innalzamento di temperatura del fluido conseguente alle reazioni di ossidazione è, pertanto, limitato a poche centinaia di gradi Kelvin, rendendo trascurabile l’effetto di preriscaldamento dell’aria. La diminuzione dei gradienti di temperatura nel sistema permette di ridurre drasticamente le emissioni di ossidi di azoto, anche con temperature di preriscaldamento dell’aria superiori a 800-900°C (Wünning e Wünning, 1997).

Questa modalità di combustione è generalmente indicata come combustione senza fiamma o flameless o mild (Moderate and Intense Low oxygen Dilution) (Wünning e Wünning, 1997), essendo caratterizzata dall’assenza di un fronte di fiamma definito. Le soluzioni tecnologiche che realizzano la combustione “senza fiamma” sono classificabili in:

bruciatori MILD o FLOX, che operano con ricircolo interno e possono funzionare in modalità di “fiamma” convenzionale nella fase di avviamento;
bruciatori COSTAIR (Continued Staged Air Combustion), che sfruttano il

principio di introduzione di aria a stadi;

bruciatori TVC (Trapped Vortex Combustor), in cui il combustibile è iniettato in corrispondenza di un vortice di prodotti di combustione per realizzare la migliore miscelazione dei flussi. Tale tipologia di bruciatori risulta particolarmente promettente nell’applicazione della combustione mild a

Queste tecnologie nel caso dell’idrogeno presentano i seguenti vantaggi:
favoriscono il controllo della combustione;

mitigano le temperature in gioco e renderle compatibili con i materiali;
contengono le emissioni di NOx (nel caso di combustione con aria);

rendono stabile il funzionamento e consentono un ampio margine di variabilità del rapporto aria/combustibile.

In seguito sono analizzate in dettaglio le varie tecniche.

1.3

Bruciatori MILD

Il funzionamento dei bruciatori senza fiamma è basato su un’intensa ricircolazione di gas esausti di combustione nella zona di reazione, associata ad un elevato preriscaldamento dei flussi entranti (Cavaliere e de Joannon, 2002). Gli alti rapporti di ricircolo sono ottenuti sfruttando l’azione di trascinamento dei getti di aria e di combustibile in ingresso nella camera di combustione (Figura 1.1). Con questa tecnologia sono state ottenute conversioni controllate del combustibile (Wünning e Wünning, 1997).

La diluizione della zona di reazione con gas esausti limita le temperature massime a valori inferiori a 1500 °C, riducendo così notevolmente la formazione di NOx. Recenti misure effettuate da Halbuoni et al. (2004) hanno fornito valori di NOx < 3 ppm (per concentrazioni di O2 del 15 %) con alte temperature di preriscaldamento

dell’aria.

Da dati forniti dall’ENEA (Giammartini, 2004) si possono ricavare diagrammi che evidenziano la differenza tra le emissioni di NOx nel caso di combustione flame e nel caso di combustione flameless (Figura 1.2) e il range di condizioni operative (temperature e concentrazione di O2, che permettono di operare in regime di combustione flameless per l’H2 (Figura 1.3). Si può notare come condizioni necessarie all’instaurarsi della combustione flameless siano:

- una bassa concentrazione di ossigeno (derivante dalla diluizione

tramite ricircolo di gas esausti nella zona di reazione);

- una temperatura maggiore della temperatura di autoignizione dei

reagenti.

Figura 1.2 - Emissioni di NOx nella combustione flame e flameless(Giammartini, 2004)

Sulla base delle simulazioni condotte da ENEA (Giammartini, 2004), si riporta in Figura 1.4 lo schema di una turbina a gas che sfrutta la combustione mild di H2. Le

principali caratteristiche dell’impianto turbogas sono riportate in Tabella 1.2.

Tabella 1.2 – Caratteristiche dell’impianto turbogas

Pressione (bar) 17

Frazione molare O2 (%vol) Alimentazione:14% Gas di ricircolo: 3%

Output energetico (MW) 188

Efficienza 0.393

Figura 1.4 - Schema di turbina a gas con bruciatore mild alimentato con H2

(Giammartini, 2004)

Come menzionato precedentemente, la camera di combustione deve essere preriscaldata al di sopra della temperatura di autoignizione della miscela di reagenti freschi. A regime nella zona primaria del bruciatore dell’ENEA si ottiene una miscela ad alta temperatura (1116 °C ) per scambio termico diretto tra reagenti e prodotti. A causa dell’alto tenore di inerte nella miscela che deve reagire, il successivo innalzamento di temperatura dovuto alla combustione è contenuto e non sono necessari dispositivi di asportazione del calore, cosicché i fumi possono essere inviati direttamente in turbina alla temperatura di 1236°C.

Figura 1.5 - Camera di combustione standard (Halbouni et al. 2004)

Al Gaswarme-Institut (GWI) in Germania è stata costruita una camera di combustione sperimentale (Figura 1.5) per effettuare lo studio sui bruciatori di tipo FLOX e COSTAIR. Nei punti indicati in figura è possibile effettuare diverse misure: composizione del gas in uscita, temperatura e pressione dell’aria in ingresso, temperatura e pressione del combustibile, pressione del bruciatore, temperatura delle pareti del bruciatore e del gas in uscita. Per ottenere informazioni sul comportamento degli inquinanti nel bruciatore e per determinare la zona di reazione, una sonda mobile è inserita all’interno. Inoltre è possibile avere immagini della fiamma e della radiazione emessa dai radicali OH (necessari alla propagazione delle reazioni di combustione) attraverso una videocamera, in modo da considerare la forma della fiamma e l’intensità della combustione oltre alla lunghezza e alla posizione della zona di reazione.

1.3.1 Modelli di bruciatori MILD

Halbouni et al. (2004) del GWI hanno condotto test sperimentali e simulazioni numeriche utilizzando diversi modelli di bruciatori, FLOX, in camera di combustione:

bruciatore FLOX a singolo ugello (Figura 1.6)
bruciatore FLOX multiugello (Figura 1.7)

Figura 1.6 - Bruciatore FLOX a singolo ugello (Halbouni et al. 2004)

Figura 1.7 - Bruciatore FLOX multiugello (Halbouni et al. 2004)

1.3.2 Simulazioni numeriche su bruciatori MILD

Per ottenere la geometria ottimale di un bruciatore FLOX, in grado di permettere di ottenere valori delle emissioni di NOx e CO più bassi possibile, Halbouni et al. (2004) hanno simulato i diversi tipi di bruciatori presentati nel precedente paragrafo. Le condizioni al contorno sono state variate in modo da ottenere una temperatura di parete compresa nell’intervallo di 800-900°C, come richiesto per il funzionamento di bruciatori di turbine a gas .

Come si può vedere dalle distribuzioni dei profili di temperatura (Figura 1.9), le configurazioni singolo ugello e multi-singolo-ugello portano a distribuzioni di temperatura senza picchi di temperatura (hot spots). Inoltre in entrambi i bruciatori si creano grandi zone di ricircolo del gas, grazie all’azione di trascinamento esercitata dall’aria in ingresso.

Sulla base delle distribuzioni di velocità è possibile valutare, al variare del carico e della geometria del bruciatore, il rapporto di ricircolo, definito come il rapporto tra la portata di gas ricircolato (mRIC+mFUEL+mAIR) e la portata entrante (mFUEL+mAIR). Tale

parametro è fondamentale nell’analisi dei bruciatori che operano in regime di combustione flameless.

Il bruciatore singolo-ugello ho portato a buoni risultati per quanto riguarda le emissioni inquinanti anche se la zona di reazione è relativamente lunga se confrontata con quella del tipo multi-singolo-ugello. Tali bruciatori sono infatti caratterizzati da una densità di calore inferiore a quella dei bruciatori convenzionali per turbine a gas. Per questi motivi gli autori hanno analizzato in dettaglio il bruciatore di tipo multi-singolo-ugello.

Per effettuare le simulazioni gli autori hanno scelto una configurazione di base di questo bruciatore del tipo visto in Figura 1.8(b).

I risultati hanno mostrato una distribuzione di temperatura senza picchi pronunciati e grandi zone di ricircolo interno (Figura 1.10) per via della elevata quantità di moto dell’aria in ingresso.

Figura 1.10 - Distribuzione di temperatura e velocità nel bruciatore FLOX multi-singolo-ugello (Halbouni et al. 2004)

Il bruciatore multi-singolo-ugello,come riportato in Figura 1.8, è stato ottimizzato attraverso simulazioni numeriche per valutare la configurazione ottimale, in grado di permettere di ottenere le più basse emissioni di NOx e CO. A questo scopo sono state fatte prove con diverse posizioni dell’ugello di introduzione del combustibile.

Dalle prove condotte gli autori hanno ottenuto emissioni di NOx prossime a zero, emissioni di CO <3 ppm, con un carico termico di 20 kW, rapporto di equivalenza di 0,4 e temperatura di preriscaldamento dell’aria di 420°C.

Le distribuzioni di temperatura, concentrazione di CO e OH e la posizione della zona di reazione non cambiano in maniera significativa in funzione della posizione dell’ugello. La zona di reazione si trova vicino alla bocca del bruciatore ed è troppo corta (circa 200 mm di lunghezza). Per quanto riguarda la velocità del gas ricircolato, per tutte le posizioni dell’ugello si ottiene un rapporto mRIC/mingr >1.

1.3.3 Sperimentazione su bruciatori MILD

Parallelamente alla simulazione Halbouni et al. (2004) hanno condotto anche delle prove sperimentali.

Sono state misurate le seguenti: composizione del gas di uscita (flue gas: NOx, CO, incombusti e O2), temperatura dell’aria in ingresso (temperatura di preriscaldamento

dell’aria), temperatura del combustibile, pressione in ingresso e in uscita dal bruciatore, temperatura delle pareti del bruciatore e temperatura del flue gas.

Inoltre immagini della fiamma e delle radiazioni emesse dai radicali OH sono state raccolte da una videocamera per considerare la forma e il tipo di fiamma e la lunghezza e la posizione della zona di reazione.

Gli autori hanno mostrato solo dati sperimentali relativi al bruciatore FLOX multi-singolo-ugello , in quanto questa è la configurazione per la quale un significativo abbattimento di CO e NOx è stato confermato da misure e simulazioni.

I parametri di funzionamento ottimali sono risultati essere: carico termico 25 kW, rapporto di equivalenza 0.4, temperatura di preriscaldamento dell’aria 420°C per valori di emissioni vicine ad 1 ppm per NOx e <10 ppm per CO. È stata usata una camera di combustione lunga 300 mm, in modo da ottenere una potenzialità termica specifica di 10.5 MW/m3 _{a pressione atmosferica. Le perdite di carico in tutte le}

misurazioni sono < 5% della pressione dell’aria in ingresso.

Come si può vedere dalla Figura 1.11, il bruciatore FLOX multi-singolo-ugello produce tracce di fiamma debolmente visibili, come risulta nel profilo di temperatura gradualmente distribuito nella camera di combustione.

Figura 1.11 - Fiamma tipica di un bruciatore FLOX multi-singolo-ugello con un carico termico di 25 kW, rapporto di equivalenza di 0.4, Tair=420°C (Halbouni et al. 2004)

La Figura 1.12 mostra immagini della fiamma e della corrispondente radiazione dei radicali OH in un tubo di vetro al quarzo di 100 mm di diametro. Dall’analisi delle foto si è evidenziata una zona di reazione piuttosto corta ( circa 200 mm ). Le foto hanno anche evidenziato deboli fiammelle sopra gli ugelli del FLOX.

Figura 1.12 - Immagini della fiamma e della radiazione emessa dai radicali OH di un bruciatore FLOX multi-singolo-ugello in un tubo di vetro al quarzo, con un carico termico di 25 kW, Φ = 0.4, Tair = 420°C. (Halbouni et

Figura 1.13 - Valori delle emissioni misurate di NOx e CO per il bruciatore FLOX multi-singolo-ugello. (Halbouni et al. 2004)

La Figura 1.13 mostra le misure di NOx e CO in una camera di combustione lunga 300 mm: esse confermano che ad alti carichi termici i valori delle emissioni sono vicine ad 1 ppm per l’NOx e < 10 ppm per il CO, per valori di λ (λ = Φ-1_{) sia di 2 che}

di 2,5. Questo bruciatore rappresenta meglio le condizioni ottimali per bruciatori di turbine a gas.

1.3.4

Le Figura 1.14 riporta un confronto tra le distribuzioni di temperatura ottenute dalla sperimentazione e quelle simulate da Halbouni et al. (2004) per il bruciatore FLOX multi-singolo-ugello, per un carico termico di 25 kW. Come si può vedere i dati sono in buon accordo tra loro, quindi la simulazione può essere molto utile per lo studio dei bruciatori FLOX e COSTAIR in condizioni di funzionamento tipiche di turbine a gas (alte pressioni).

Figura 1.14 - Confronto tra la temperatura misurata e simulata in un bruciatore FLOX multi-singolo-ugello (Halbouni et al. 2004)

1.4

Bruciatori COSTAIR (Continued Staged Air Combustion)

La combustione di tipo COSTAIR sfrutta il principio di introduzione continua di aria a stadi per ridurre la formazione di NOx. Si riporta in Figura 1.15 e Figura 1.16 un modello schematico di bruciatore COSTAIR (Halbuoni et al., 2004), costituito da una camera di combustione cilindrica ed un tubo di fiamma ad essa coassiale. L’aria di combustione fluisce attraverso un tubo interno (6) e il combustibile attraverso l’anello cilindrico esterno (7). L’aria è continuamente distribuita nella camera di combustione attraverso il distributore di aria (4) con numerosi fori sulla superficie. Il combustibile entra nella camera di combustione attraverso numerose aperture (3) disposte intorno al distributore dell’aria.

air gas

flue gas air distributor

gas

Figura 1.16 - Formazione di vortici (Halbouni et al. 2004)

Il bruciatore COSTAIR lavora stabilmente e senza oscillazioni per un ampio range operativo (per rapporti di equivalenza fino a 0,20). I valori delle emissioni di NOx e CO sono inferiori a 10 ppm, per un contenuto di O2 del 15% nel gas a condizioni

atmosferiche.

I bruciatori COSTAIR hanno il vantaggio di operare in modalità di diffusione completa o parziale premiscelamento. In ogni caso è essenziale, per il principio di funzionamento del COSTAIR, che solo l’aria di combustione fluisca attraverso il distributore dell’aria.

1.4.1 Modelli di bruciatori COSTAIR

Halbuoni et al. (2004) hanno condotto studi anche per bruciatori COSTAIR utilizzando la stessa camera di combustione utilizzata nel caso di bruciatori FLOX (Figura 1.5). Si riporta in Figura 1.17 il modello di bruciatore COSTAIR utilizzato dagli autori nelle simulazioni.

Figura 1.17 - Bruciatore COSTAIR (Halbouni et al. 2004)

1.4.2 Simulazioni numeriche su bruciatori COSTAIR

Per quanto riguarda i bruciatori di tipo COSTAIR ( Figura 1.17), Halbuoni et al. (2004) hanno effettuato simulazioni CFD per ottimizzare le condizioni dei bruciatori in turbine a gas. Per fare questo sono stati considerati differenti parametri, come lunghezza e diametro del distributore dell’aria, il rapporto di apertura dei fori per l’introduzione dell’aria, il numero e la disposizione degli ugelli per l’ingresso del combustibile, la modalità di lavoro (assenza di premiscelamento, parziale premiscelamento).

Dai risultati ottenuti, gli Autori hanno trovato una lunghezza ottimale del distributore dell’aria che porta ad emissioni molto basse di NOx e CO e ad una zona di reazione corta attraverso uno specifico rapporto di apertura dei fori.

Inoltre i risultati delle simulazioni hanno confermato che miscelando una data quantità di aria nel combustibile si ottiene una elevata velocità di ricircolo attorno al distributore dell’aria (Figura 1.18), come mostrato in Figura 1.16; questo porta a considerevoli diminuzioni delle emissioni di NOx e CO.

Il confronto dei risultati ottenuti dalla simulazione ha mostrato che le emissione di NOx diminuiscono dell’80%, nel caso di parziale premiscelamento, e CO raggiunge valori prossimi a zero.

Inoltre nel caso di parziale premiscelamento si ha una graduale distribuzione delle temperature lungo il distributore dell’aria e la zona di reazione si riduce (150 mm) (Figura 1.19).

Figura 1.18 -Zone di ricircolo del bruciatore COSTAIR che opera in modalità non premiscelata e in parziale premiscelamento, con carico termico di 20kW, rapporto di equivalenza di 0.4, Tair = 420°C (Halbouni et al.

2004)

Figura 1.19 -Distribuzione di temperatura in un bruciatore COSTAIR che opera in modalità non premiscelata e in parziale premiscelamento,con carico termico di 20kW,rapporto di equivalenza di 0,4,Tair = 420°C (Halbouni

et al. 2004)

Grazie alle simulazioni CFD è possibile valutare le condizioni ottimali per:

ridurre le emissioni di NOx e CO a valori molto bassi (NOx prossimo a zero e CO <1 ppm)

1.4.3 Sperimentazione su bruciatori COSTAIR

Anche per questo tipo di bruciatore al GWI sono state condotte delle prove sperimentali parallelamente alle simulazioni da Halbouni et al. (2004).

Sono state misurate la composizione del gas di uscita (NOx, CO, incombusti e O2),

temperatura dell’aria in ingresso, temperatura del combustibile, pressione in ingresso e in uscita dal bruciatore, temperatura delle pareti del bruciatore e temperatura dei gas esausti.

Inoltre immagini della fiamma e delle radiazioni emesse dai radicali OH sono state ottenute con una videocamera per considerare la forma e la qualità della fiamma e la lunghezza e la posizione della zona di reazione.

Gli autori hanno mostrato solo dati sperimentali relativi al bruciatore COSTAIR nel caso di parziale premiscelamento, in quanto questa è la configurazione per la quale un significativo abbattimento di CO e NOx è stato confermato da misure e simulazioni.

Come per il caso di bruciatore FLOX multi-singolo-ugello, i parametri di funzionamento ottimali sono risultati: carico termico 25 kW, rapporto di equivalenza 0.4, temperatura di preriscaldamento dell’aria 420°C; questo a portato a valori di emissioni vicine ad 1 ppm per NOx e <10 ppm per CO. È stata usata una camera di combustione lunga 300 mm, in modo da ottenere una potenzialità termica specifica di 10.5 MW/m3 _{a pressione atmosferica. Le perdite di carico in tutte le misurazioni}

sono < 5% della pressione dell’aria in ingresso.

La sperimentazione ha confermato i risultati delle simulazioni CFD secondo i quali in condizioni di parziale premiscelamento, si ottengono i valori più bassi per le emissioni di NOx e CO.

La Figura 1.20 mostra forme tipiche per i distributori dell’aria e un’immagine della fiamma tipica di un bruciatore COSTAIR che lavora in parziale premiscelamento.

Figura 1.20 - Differenti distributori di aria e tipica fiamma per un bruciatore COSTAIR (Halbouni et al. 2004)

Per visualizzare la stabilità della fiamma e predire le dimensioni della zona di reazione, sono state registrate immagini della fiamma e della radiazione emessa dai radicali OH con una videocamera. La Figura 1.21 riporta le immagini ottenute in un tubo di vetro al quarzo di 100 mm di diametro nel caso di parziale premiscelamento, per un carico termico di 25 kW, rapporto di equivalenza di 0.4 e TAIR di 420°C.

Figura 1.21 -Fiamma e radiazione emessa dai radicali OH di un bruciatore COSTAIR che opera in parziale premiscelamento in un tubo di vetro al quarzo (carico termico di 25kW, Φ=0.4,Tair=420°C). (Halbouni et al.

2004)

In base alla quantità di aria premiscelata, al combustibile e alla geometria del distributore, la fiamma del bruciatore COSTAIR può essere chiaramente o debolmente visibile, mentre la zona di reazione è generalmente molto piccola (circa 150 mm), questo significa che la combustione è già completa in lunghezze di

La Figura 1.22 mostra tipici risultati ottenuti per le emissioni di NOx e CO per un bruciatore operante in regime di parziale premiscelamento. I valori di NOx si trovano in un intervallo di 2-4 ppm e i corrispondenti valori di CO sono < 7 ppm, per un rapporto di equivalenza di 0.4 e per diversi carichi termici.

Figura 1.22 -Misure dei dati misurati per un bruciatore COSTAIR che opera in regime di parziale premiscelamento. (Halbouni et al. 2004)

Per valori di λ (λ = Φ-1_{) più alti, pari a 3, le emissioni di NOx crescono lievemente fino}

a 8 ppm e crescono anche quelle di CO, ma, come si può vedere dalla Figura 1.23, queste diminuiscono aumentando la lunghezza della camera di combustione.

Figura 1.23 -Valori misurati per un bruciatore COSTAIR che opera in regime di parziale premiscelamento a 30kW e λ=3. (Halbouni et al. 2004)

Un modo per diminuire le emissioni di CO è quello di lavorare a temperature più alte: si hanno valori di CO < 10 ppm per TAIR = 500 °C e camera di combustione

lunga 400 mm.

In genere le emissioni di NOx e CO per il COSTAIR dipendono sia dal rapporto di apertura (rapporto tra l’area dei fori usati e l’intera area del distributore dell’aria ), che dalla quantità di aria mescolata al combustibile.

1.5

Bruciatori Trapped Vortex Combustor (TVC)

Il TVC sfrutta l’approccio di combustione a stadi, tipico dei bruciatori RQL (rich-burn, quick-quench, lean-burn) per trattare i combustibili contenenti azoto e per risolvere il problema della formazione di NOx prodotti per via termica.

Esistono tuttavia delle differenze significative tra i bruciatori TVC e RQL.

Nei bruciatori RQL si distingue una prima zona ricca di combustibile (rich), in cui viene introdotto solo l’ossigeno sufficiente a una parziale ossidazione e rottura dei composti contenenti azoto, ma non sufficiente ad ossidarlo.

La fase successiva di raffreddamento comporta la rapida introduzione di aria per ottenere una miscela omogenea e povera di combustibile (alto rapporto aria/combustibile) prima della combustione. Ciò permette di limitare la formazione di punti caldi con la conseguente formazione di NOx secondo il meccanismo termico (o Zeldovich).

La fase finale, di combustione “lean” avviene quasi immediatamente dopo l’ingresso dell’aria. È necessario, pertanto, garantire un miscelamento veloce e uniforme dell’aria di quenching con la miscela ricca, al fine di ridurre le emissioni di NO a valori prossimi a zero. A tale scopo l’aria è introdotta attraverso una combinazione di ugelli di iniezione di piccolo e grande diametro.

I prodotti caldi di combustione devono essere ricircolati alla miscela fresca dei reagenti per la loro ignizione e per stabilire un ancoraggio di fiamma.

In un bruciatore RQL convenzionale, i prodotti della zona “rich” si muovono assialmente nella zona “quench” a sezione ridotta. Nella zona “quench” il getto di

aria viene iniettato perpendicolarmente attraverso dei fori disposti lungo la sezione (Figura 1.24).

Figura 1.24 - Approccio a stadi assiali standard (Office of Fossil Energy, 2002)

La difficoltà sta nella distribuzione dell’aria lungo la sezione per via del movimento assiale del combustibile.

Per risolvere questo problema, in un bruciatore di tipo TVC si introducono i prodotti della zona “rich” radialmente nel flusso di aria “quench”, che trascina tali prodotti all’interno del flusso principale in virtù della quantità di moto (Figura 1.25).

Figura 1.25 -Approccio a stadi radiali TVC (Office of Fossil Energy, 2002)

In questo modo il miscelamento avviene più velocemente che nel caso RQL.

La combustione della miscela “lean” nei bruciatori convenzionali dipende dalla formazione di un movimento circolare della miscela che va a formare una zona di bassa pressione nel centro causando prodotti caldi di combustione che ricircolano

Figura 1.26-Fronte di fiamma convenzionale (Office of Fossil Energy, 2002)

Eventuali cambiamenti di velocità o di condizioni operative possono portare all’instabilità o allo spegnimento della fiamma.

Nei bruciatori TCV, invece, la stabilità della fiamma è prodotta grazie alla geometria della camera di combustione stessa, che permette il sostentamento della fiamma in un più ampio range di condizioni operative rispetto ai bruciatori convenzionali. Nei TVC viene creata una cavità intorno alla circonferenza della camera di combustione che crea un vortice, in grado di ricircolare i fumi caldi e stabilire l’ancoraggio della fiamma (Figura 1.27).

Figura 1.27-Fronte di fiamma TVC (Office of Fossil Energy, 2002)

Il particolare design studiato per la cavità fa sì che il vortice non esca fuori dalla cavità ma resti intrappolato al suo interno e stabilizzi la fiamma.

1.5.1 Simulazioni numeriche su bruciatori TVC

Sono stati realizzati alcuni test preliminari per valutare le potenziali prestazioni dei TVC presso i laboratori NETL (National Energy Technology Laboratory) (Straub et al., 2005).

I risultati preliminari hanno evidenziato che i bruciatori TVC possono operare con diverse tipologie di combustibili garantendo emissioni di NOx molto ridotte; si tratta di un aspetto molto interessante che trova larghe applicazioni nelle centrali di potenza che si basano sui processi di gassificazione.

Le simulazioni fluidodinamiche condotte al NETL hanno permesso di sviluppare un prototipo di TVC, caratterizzato da un buon grado di mescolamento del combustibile e da una stabilità e robustezza apparenti superiori a quelle dei bruciatori convenzionali.

Al NETL sono stati valutati gli effetti dell’aggiunta di vapore all’aria di raffreddamento. I risultati hanno evidenziato che l’introduzione di vapore determina una significativa riduzione nelle emissioni di NOx.

Staub et al. (2005) hanno condotto simulazioni CFD di un bruciatore TVC che sfrutta il principio RQL. I risultati hanno evidenziato che la modalità di iniezione dell’aria influenza la formazione dei vortici nella cavità. In particolare si può osservare la formazione di un secondo vortice che si forma tra il vortice principale e il flusso d’aria primaria (Figura 1.28).

Figura 1.28 - Sezione trasversale che mostrale linee di flusso che definiscono vortici nella cavità (Straub et al. 2005)

Questo secondo vortice, più piccolo, può sia trasportare i prodotti dalla zona “rich” nel flusso principale di aria, che far entrare aria dal flusso principale nella zona “rich”.

Il bruciatore TVC può essere schematizzato come una serie di reattori: un reattore perfettamente miscelato (PSR), che rappresenta la zona “rich” del bruciatore, una zona di miscelamento e, infine, un reattore plug-flow (PFR) che rappresenta la zona “lean” dove avviene l’ossidazione finale. La zona intermedia di miscelamento viene approssimata assumendo che gli effluenti del PSR vengano mescolati istantaneamente e adiabaticamente con l’aria rimanente prima di entrare nella zona “lean”.

Si riporta in Figura 1.29 l’andamento delle temperature all’interno del TVC.

Figura 1.29-Schema di un bruciatore RQL/TVC. Vista che mostra le temperature predette da una simulazione CFD 3D (Straub et al. 2005)

.

Il bruciatore TVC può operare secondo diversi regimi di combustione: come un bruciatore premiscelato “lean”, come un bruciatore convenzionale a fiamma diffusiva, come un bruciatore RQL, o secondo un insieme di questi.

Gli autori hanno simulato il bruciatore TVC con la rete di reattori PSR-mix-PFR facendo riferimento alle condizioni operative riportate:

rapporto di miscela globale: ΦT = 0.5 (ΦT =

[

(

)

]

combustibile: miscela metano (94%), etano (3.4%), propano (0.6%), azoto (0.85%), anidride carbonica (0.16%) e tracce di idrocarburi superiori

tempo di residenza nella cavità: da 7.5 a 30 ms

rapporto di miscela nella cavità: ΦRICH da 1.1 a 2.2 (ΦRICH .=.

(

)

I risultati ottenuti dalle simulazioni sono stati confrontati con quelli di test sperimentali.

Il tempo di residenza nella cavità può essere variato indipendentemente cambiando la quantità di aria introdotta nella cavità.

1.5.2

Vediamo un confronto, fatto dagli autori, tra i dati sperimentali e la simulazione per un modello PSR-mix-PFR (Figura 1.30).

Figura 1.30 - Confronto tra i dati sperimentali e il modello PSR-mix-PFR per le emissioni di NOx e di CO (ΦR=1.50, ΦT = 0.50) (Straub et al. 2005)

Si può vedere un accordo molto buono tra il modello e i risultati sperimentali. In entrambi i casi la sperimentazione mostra che l’NOx diminuisce quando il tempo di residenza nella zona “rich” aumenta.

Dal modello si vede che la quantità totale di specie con azoto legato che lascia la zona “rich” diminuisce quando il tempo di residenza nella cavità aumenta.

Figura 1.31-Specie presenti nel PSR con azoto legato in funzione del tempo di residenza (Straub et al. 2005)

Queste specie sono quelle che determinano la formazione di NO nella zona “lean”: si aumenta quindi il tempo di residenza nella zona “rich” per ridurre le specie con azoto legato che entrano nella zona “lean”.

La quantità di NOx che si forma nella zona “lean” a partire da specie contenenti azoto viene quindi ridotta aumentando il tempo di permanenza nella zona “rich”. Volendo conoscere l’effetto del rapporto di miscela nella cavità sulle emissioni di NOx e CO, gli autori hanno condotto delle prove variando tale parametro e mantenendo costanti il tempo di permanenza nella cavità e il rapporto di miscela globale.

Figura 1.32-Confronto fra i dati sperimentali e il modello PSR-mix-PFR (ΦT = 0,50) (Straub et al. 2005)

Dalla Figura 1.32 si vede un buon accordo tra la sperimentazione e il modello per CO e per l’NOx solo per valori di ΦR < 1.6. Si può comunque pensare che la differenza

nei valori dell’NOx sia dovuta ad un cattivo miscelamento nella fase sperimentale.

Dalle simulazioni CFD, inoltre, è stato visto che il vortice secondario trasporta l’ossidante dalla zona “lean” alla zona “rich” e questo reagisce e forma zone ad alta temperatura nella cavità (Figura 1.33).

Figura 1.33-Linee di flusso per un RQL/TVC ottenute da una simulazione 3D al CFD. La scala di colori corrisponde ai livelli di temperatura (rosso = 2400 K).Il vortice secondario introduce l’ossidante nella cavità

(Straub et al. 2005)

Il comportamento del vortice secondario, inoltre, cambia quando si aumenta la quantità di aria primaria e il miscelamento può essere aumentato dal moto del vortice secondario.

Dalla simulazione si è anche visto che nella cavità si forma una quantità significativa di NOx per rapporti di miscela della cavità di 1.80.

Si osserva che il modello PSR predice la formazione di una grande quantità di NO nella cavità per rapporti di miscela < 1.5; quindi con buona approssimazione si può considerare la zona “rich” come un PSR. Quando il rapporto di miscela nella zona “rich” viene aumentato, il livello di NO diminuisce rapidamente e HCN e NH3

diventano le specie azotate reagenti dominanti. Come già visto, comunque, queste specie possono essere ridotte aumentando il tempo di residenza.

Quindi dai risultati ottenuti si può concludere che la presenza di un vortice secondario limita l’abbattimento degli NOx.

In Figura 1.34, Figura 1.35, Figura 1.36, Figura 1.37, si riportano alcuni esempi di come è possibile alimentare combustibile e aria e la formazione dei vortici che ne consegue; si riportano anche due esempi, uno relativo ad un TVC con camera di combustione a sezione rettangolare e l’altro con camera di combustione a sezione circolare.

Figura 1.35 – Formazione di vortici con tre ugelli per l’ingresso dell’aria (Shouse, 2000)

Figura 1.37- Bruciatore TVC con camera di combustione a sezione circolare e relativo campo di moto (Shouse, 2000)

1 Tecnologie avanzate di combustione dell’idrogeno...4

1.1 Introduzione...4

1.2 La combustione senza fiamma ... 5

1.3 Bruciatori MILD...7

1.3.1 Modelli di bruciatori MILD... 10

1.3.2 Simulazioni numeriche su bruciatori MILD... 12

1.3.3 Sperimentazione su bruciatori MILD... 14

1.3.4 Confronto tra simulazioni e risultati sperimentali... 16

1.4 Bruciatori COSTAIR (Continued Staged Air Combustion) ... 17

1.4.1 Modelli di bruciatori COSTAIR... 18

1.4.2 Simulazioni numeriche su bruciatori COSTAIR ... 19

1.4.3 Sperimentazione su bruciatori COSTAIR... 21

1.5 Bruciatori Trapped Vortex Combustor (TVC) ... 24

1.5.1 Simulazioni numeriche su bruciatori TVC ... 27