88 4

5

Il bruciatore flameless

5.1

Introduzione

La seconda parte del lavoro di tesi è consistita nella riprogettazione del sistema di raffreddamento del bruciatore flameless, poiché da precedenti lavori di tesi (Parente a.a 2003-2004; Paulozza a.a. 2003-2004) è stato evidenziato come tale sistema fosse insufficiente a smaltire i calori in gioco. Si è visto, infatti, che è non possibile far operare il bruciatore in condizioni di massimo carico dal momento che la camicia di raffreddamento risulta sottodimensionata rispetto alle reali esigenze di scambio termico. Il controllo ON/OFF interrompe l’alimentazione di combustibile quando vengono raggiunte temperature che potrebbero compromettere la resistenza dei materiali. Ciò impedisce il raggiungimento di condizioni di funzionamento stazionarie (Capitolo 3).

5.2

Modifiche apportate alle simulazioni

Per sostituire la camicia esistente, con la nuova realizzata, è stato necessario smontare il bruciatore. In questo modo è stato possibile condurre un’ analisi dettagliata della geometria e delle dimensioni del bruciatore, cosa che non era stato possibile fare nei precedenti lavori di tesi. Questo ha portato alla luce particolari, come le finestre per il ricircolo, che non erano state prese in considerazione nei precedenti lavori, poiché si ignorava la loro esatta collocazione.

Queste considerazioni hanno reso necessaria la modifica della griglia di calcolo utilizzata (Figura 5.1) nelle simulazioni numeriche ed è stato necessario ricorrere ad un modello tridimensionale con simmetria a 120° (Figura 5.2), per la presenza di tre finestre (Figura 5.3).

Figura 5.1 – Dominio di calcolo 3D nelle vecchie simulazioni

Figura 5.2 – Dominio di calcolo 3D da utilizzare nelle nuove simulazioni

L’osservazione diretta del bruciatore, ha permesso un’analisi dettagliata anche della struttura stessa. Si è visto che lo schermo di Inconel risulta rivestito, sia internamente che esternamente, da uno strato isolante, per ridurre la potenza termica che la camicia di raffreddamento deve smaltire.

Nei precedenti lavori di tesi (Parente a.a. 2003-2004, Paulozza a.a. 2003-2004), il calore asportato dalla camicia veniva considerato come flusso radiante tra la temperatura di parete e la temperatura esterna(Figura 5.5).

T

, e

T

, e

T

, e

Figura 5.4 – Disposizione delle superfici cilindriche concentriche nella vecchia configurazione.

Dopo l’osservazione più accurata del bruciatore, invece, è stato necessario considerare anche il calore trasmesso per convezione tra lo strato interno e quello esterno del rivestimento dello schermo di Inconel. Considerando la Figura 5.5 è stato fatto un bilancio termico tra i vari strati.

Il flusso termico, Q
12', scambiato per irraggiamento tra il tubo radiante (1) e il rivestimento

interno (2’) dello schermo di Inconel, è dato da:

(

)

Il calore scambiato per conduzione tra lo strato interno (2’) e quello esterno (2) del rivestimento dello schermo di Inconel è dato da:

(

)

La radiazione, Q
23, scambiata tra il rivestimento esterno dello schermo di Inconel (2) e il

serpentino di raffreddamento (3), può essere espresso, analogamente alla (5.1), come:

(

)

Nelle equazioni (5.1) - (5.4) σ è la costante di Stefan-Boltzmann, e1, e2, e2' e e3

rappresentano, rispettivamente, le emissività del tubo radiante a temperatura T1, dello

schermo di Inconel alle temperature T2 e T2', della camicia di raffreddamento alla

temperatura T3, r1, r2', r2 e r3 sono i raggi delle superfici cilindriche concentriche. Il

termine Fij è un fattore puramente geometrico, noto come fattore di vista; esso indica la

frazione della radiazione emessa dal corpo i che è intercettata da j. Nel caso in esame è possibile considerare le superfici totalmente in vista ed assumere, pertanto, un valore di

ij

F pari a 1. Allo stato stazionario si ha: Q

Q Q

Q
_{12' =
23 =
2'2 =}
(5.6)

Ricavando T2 e T2' in funzione di T1 e T3, si ottiene:

         ⋅ ⋅ − −     +         ⋅ −       ⋅ ⋅ − + − ⋅       ⋅ ⋅ + ⋅ ⋅ = 1 ' 12 4 1 4 ' 2 25 . 0 1 ' 12 4 1 4 3 4 1 2 23 1 ' 12 ' 1 1 1 A Q T A k Q A Q T T T A A Q σ ε σ ε σ ε σ ε



(5.7)

L’equazione (5.7) è implicita nella variabile Q
e richiede, pertanto, una procedura di risoluzione iterativa.

In corrispondenza della faccia superiore del tubo radiante è stato imposto un flusso termico uscente pari a Q
, valutato iterativamente sulla base della temperatura locale, T1,

calcolata dal codice. I valori dei parametri impiegati per l’implementazione dell’equazione (5.7) nel codice di calcolo sono riportati in. Tabella 5.1.

Figura 5.5 – Disposizione delle superfici cilindriche concentriche nella nuova configurazione

Tabella 5.1 - Valore dei parametri utilizzati per l’implementazione dell’equazione (5.7) nel codice di calcolo.

σ _(W/m2 _K4_{) 5.67e-08} 3 T (K) 298 1 e 0.96 2 e 0.9 3 e 0.65 1 r (mm) 45 2 r (mm) 130 3 r (mm) 215

5.3

Dimensionamento camicia

Inizialmente, per smaltire il calore di reazione, era stata predisposta una camicia di raffreddamento ad acqua costituita da un serpentino di rame a doppio passaggio fissato su una superficie metallica(Figura 5.6). Tuttavia, questa soluzione si è rivelata insufficiente rispetto alle reali esigenze di scambio termico a causa della ridotta superficie di contatto

caratterizzate, infatti, da un andamento ciclico di tutte le grandezze di interesse (Capitolo 3). Si osserva che il sistema di controllo ON/OFF interviene per raggiungimento delle massime temperature consentite all’interno del combustore prima che le concentrazioni del gas si siano stabilizzate.

È stato, quindi, necessario progettare un nuovo sistema di raffreddamento in grado di smaltire il calore prodotto all’interno del bruciatore così da consentire il confronto tra i dati ottenuti nella campagna sperimentale condotta presso l’Area Sperimentale Enel-Ricerca di Livorno e le simulazioni numeriche,. Il nuovo sistema di raffreddamento è costituito da spirali saldate lungo una superficie cilindrica (Figura 5.7), caratterizzate da un’altezza e da una distanza tra le spire tali da garantire un elevato coefficiente di scambio termico.

Figura 5.6 – Camicia di raffreddamento vecchia con serpentino di rame a doppio passaggio

Il dimensionamento della camicia è stato fatto ipotizzando un’altezza e uno spessore delle spirali e calcolando il diametro equivalente come:

4 eq Sezione d PerimetroBagnato = (5.8)

Nota la portata dell’acqua che attraversa la camicia, poiché si tratta di acqua proveniente dalla rete, e nota dai valori ipotizzati la sezione di passaggio sono state calcolate le seguenti grandezze: 2 portataH O v sezione = (5.9)

Re v deq

ν ⋅

= (5.10)

dove v è la velocità media dell’acqua, Re è il numero di Reynolds e ν è la viscosità cinematica che nel caso dell’acqua può essere presa pari a 6 2

10 m s

Si definisce il fattore di frizione f (per il caso di tubi lisci con Re<2000) (vedi Malfa,“TPV

based Micro-CHP unit”, 2002):

1 4

0.316 Re

f _{= ⋅} − (5.11)

e il numero di Nusselt (tubi lisci con 0.5<Pr<2000 e 3000<Re< ⋅5 106):

(

)

(

)

A questo punto, noto che

eq h d Nu k ⋅ = (5.13)

dove k rappresenta la conducibilità termica, è possibile ricavare il coefficiente di scambio convettivo: eq Nu k h d ⋅ = (5.14)

A questo punto, ipotizzando un calore asportato di 10000 Watt, che permette di essere in condizioni cautelative, è stata calcolata l’area di scambio necessaria:

,ln asportato m Q Area h T = ⋅ ∆ (5.15)

dove ∆Tm,ln è la variazione media logaritmica della temperatura dell’acqua, supposta una

temperatura in ingresso di 18 °C e una variazione di circa 7 °C.

Essendo noto il diametro della camicia, sulla base di quella già esistente (Φ =465mm), è stato, infine, possibile calcolare l’ altezza necessaria ad asportare il calore ipotizzato con un serpentino costruito da una spirale saldata con le dimensioni supposte inizialmente:

cam Area H π = ⋅Φ (5.16)

Dopo varie combinazioni, si è scelto di utilizzare una camicia costituita da 16 spire, di dimensioni 40 x 15 mm.

Figura 5.7 – Camicia di raffreddamento nuova con spirali saldate su una superficie cilindrica

5.4

Nuove prove sperimentali

Alla luce delle considerazioni fatte, risulta necessario ripetere la campagna sperimentale e le simulazioni numeriche per permettere al sistema di raggiungere lo stazionario e avere dei dati paragonabili.

Sulla base di tali considerazioni, è stato possibile fare una prima verifica sulla validità del codice alla luce delle nuove configurazioni adottate, utilizzando prove condotte a basse potenzialità, per le quali il vecchio sistema di raffreddamento si è rivelato abbastanza soddisfacente.

Una verifica era già stata fatta analizzando i profili di temperatura sul tubo radiante, ed era stato riscontrato un andamento non del tutto analogo. Come evidenziato dalla Figura 5.8 le temperature calcolate dal codice risultavano, infatti, minori di circa 100 K rispetto ai valori sperimentali.

Da un prima simulazione condotta utilizzando le prove a bassa potenzialità, è stato possibile verificare la validità della nuova griglia. Come riportato in i risultati risultano molto incoraggianti, dato il buon accordo delle prove.

4Equation Chapter 5 Section 5... 88

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5.1 Introduzione... 89

5.2 Modifiche apportate alle simulazioni ... 89

5.3 Dimensionamento camicia... 93