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POLITECNICO DI MILANO

Facoltà di Ingegneria Industriale

Corso di Laurea in Ingegneria Aeronautica

Combustione a stadi in un bruciatore alimentato da gas naturale-aria

in presenza di swirl

Relatore: Prof. Aldo Coghe Correlatore: Ing. Fabio Cozzi

Tesi di laurea di:

Marco Rizzi Matr. 668302

Anno Accademico 2009/2010

III

Indice Sommario……………………………………………………………………….1 Elenco dei simboli……………………………………………………………....3 1 Emissioni inquinanti………………………………………………………....5 1.1 La combustione ……………………………………………………………5 1.2 L’inquinamento……………………………………………………….……5 1.3 Conseguenze dell’inquinamento……………………………………….…..7 1.4 Principali inquinanti………………………………………………………11 1.4.1 Monossido di carbonio………………………………………………...11 1.4.2 Idrocarburi incombusti……………………………………………...…12 1.4.3 Particolato fine…………………………………………………….…..12 1.4.4 Ossidi di zolfo…………………………………………………………13 1.4.5 Ossidi di azoto…………………………………………………………13 1.5 Misure di NOx…………………………………………………………….15 1.5.1 Sistemi di misura per ossidi di azoto……………………………………..15 1.5.2 Normativa………………………………………………………………...16 2 Tecniche di riduzione di NOx………………………………………………19 2.1 Combustione a stadi………………………………………………………23 2.1.1 Applicazioni nei combustori aeronautici………………………………24 2.1.1.1 LDI……………………………………………………………..….24 2.1.1.2 LPP…………………………………………………………….….25 2.1.1.3 RQL……………………………………………………………….27 2.2 Flussi con swirl………………………………………………………..….33 2.2.1 Caratterizzazione dei flussi swirlati……………………………..……33 2.2.2 Fenomeni di instabilità……………………………………...…………37 2.2.3 Influenza dello Swirl sulla stabilità della fiamma……………..………38 2.2.4 Combinazione della combustione a stadi con swirl………….………..39 3 Apparato sperimentale……………………………………………………..43 3.1 Introduzione…………………………………………….……….…….….46 3.2 Bruciatore……………………………………………….……..………….44 3.2.1 Iniezione d’aria assiale……………………………..………………….45 3.2.2 Inseminante…………………………………………….……………...45 3.2.3Iniezione dell’aria tangenziale…………………………………………46 3.2.4 Distanziale…………………………………………………………….46 3.2.5 Convergente……………………………………………………..…….47 3.2.6 Piano della camera di combustione……………………………………47 3.2.7 Gas gun………………………………………………………………...47 3.2.8 Anello di centraggio……………………………………..…………….48

IV

3.2.9 Coperchio inferiore…………………………………………………….48 3.2.10 Distributore d’aria………………………………………………...….48 3.2.11 Camera di combustione………………………………………………49 3.3 Linee di alimentazione………………………………………………...….51 4 Tecniche di misura………………………………………………………….55 4.1 Misure di portata………………………………………………………….55 4.2 Misura di inquinanti………………………………………………………57 4.2.1 Misure di , e ……………………………………………..58 4.2.2 Misure di …………………………………………………………59 4.2.3 Misure di ………………………………………………………..61 4.3 Misura del campo fluidodinamico………………………………………...62 4.3.1 Acquisizione delle immagini…………………………………………..63 4.3.2 Elaborazione delle immagini…………………………………………..64 4.3.3 Sistema di misura……………………………………………………...65 4.3.4 Inseminante……………………………………………………………66 4.3.5 Sistema di riferimento………………………………………………....68 5 Prove con bruciatore assiale………………………………………………..69 5.1 Geometria del bruciatore………………………………………………….69 5.2 Rilevamento delle emissioni……………………………………………...70 5.2.1 Effetto dello swirl……………………………………………………..72 5.2.2 Effetto del Φ globale…………………………………………………..75 5.2.3 Momentum ratio………………………………………………………79 5.3 Analisi delle immagini……………………………………………………84 5.4 Limiti di stabilità………………………………………………………….87 6 Prove con bruciatore radiale……………………………………………….91 6.1 Geometria del bruciatore………………………………………………….91 6.2 Rilevamento delle emissioni……………………………………………...94 6.2.1 Effetto dello swirl……………………………………………………...97 6.2.2 Effetto del Φ globale…………………………………………………..99 6.2.3 Momentum ratio……………………………………………………..101 6.3 Analisi delle immagini…………………………………………………..102 6.4 Limiti di stabilità………………………………………………………...104 7 Visualizzazioni a freddo del campo di moto……………………………..105 7.1 Ugello assiale……………………………………………………………105 7.2 Ugello radiale……………………………………………………………112 8 Conclusioni………………………………………………………………...117 8.1 Conclusioni………………………………………………………………117 8.2 Sviluppi futuri……………………………………………………………118 Bibliografia …………………………………………………………………...119

V

Indice delle figure Figura 1.1 Gli scarichi degli ormai numerosissimi aerei, un fattore inquinante oggigiorno in aumento. ………………………………………………………….6 Figura 1.2 Rappresentazione 3D del buco dell'ozono realizzata sulla base dei dati di concentrazione dell'ozono stratosferico dal Goddard Space Flight Center della NASA[42] . ………………………………………………………..8 Figura 1.3 Diffusione delle piogge acide. ………………………………………9 Figura 1.4 Smog fotochimico nella città di Seattle. Il caratteristico colore è dovuto alla presenza del biossido di azoto…………………………………….10 Figura 2.1 Ricircolazione dei gas combusti con tecnica FGR[12]……………..20 Figura 2.2 Thermal NOx in funzione di Φ……………………………………...22 Figura 2.3 Schematizzazione di combustione a stadi d’aria [12]………………23 Figura 2.4 Schematizzazione dell’iniettore LDI con swirl[17]………………...24 Figura 2.5 Combustore LDI [17]. …………………………………………….25 Figura 2.6 Schematizzazione di uno stadio LPP[17]…………………………..25 Figura 2.7 Combustore LPP [17]. …………………………………………….26 Figura 2.8 Stadio pilota a ciclone per LPP[17]………………………………...26 Figura 2.9 Versione anulare del combustore RQL wall-jet[17]………………..27 Figura 2.10 Versione modulare del combustore RQL wall-jet[17]…………....28 Figura 2.11 Un modulo RSQ a Convoluted liner[17]………………………….28 Figura 2.12 Combustore RQL nella configurazione RSQ Quench vane[17]….29 Figura 2.13 Sezione di un combustore TVC (a) e posizione dei vortici all’interno (b). ……………………………………………………………………………..30 Figura 2.14 Schematizzazione della combustione a stadi divisa in una zona principale e una zona pilota. …………………………………………………..31 Figura 2.15 Tecnica multi obiettivo: anadamento degli obiettivi complementari e di quelli competitivi. ………………………………………………………...32 Figura 2.16: Sistema di riferimento in coordinate polari………………………34 Figura 2.17 Campo di moto in regime subcritico………………………………35 Figura 2.18 Campo di moto in regime supercritico…………………………….36 Figura 2.19 Schema di CTRZ e CRZ in un flusso confinato ad alto numero di swirl…………………………………………………………………………….36 Figura 2.20 Rappresentazione di un flusso in camera di combustione………...37 Figura 2.21 Schematizzazione dello “spiral break down”…………………… .38 Figura 2.22: La velocità del getto centrale Uj viene ridotta (Ucl) dalla velocità indotta dal vortice Uv[22]. …………………………………………………….39 Figura 2.23 Fiamme con swirl e diversi rapporti di premix e MR [33]………...40 Figura 3.1 Apparato sperimentale……………………………………………...43 Figura 3.2 Schema completo del bruciatore [26]………………………………44 Figura 3.3 Bruciatore…………………………………………………………...45 Figura3.4 Gruppo di iniezione dell'aria tangenziale [26]………………………46

VI

Figura 3.5 Distanziale [26] ………………………………………………..….46 Figura 3.6 Particolari della zona di efflusso………………………………......47 Figura 3.7 Disco di centraggio……………………………………………...…48. Figura 3.8 Distributore d'aria………………………………………………….49 Figura 3.9 Viste quotate della camera di combustione [26]…………………..50 Figura 3.10 Cappa quotata [26] ………………………………………………51 Figura 3.11 Schema della linea di gas naturale……………………………….52 Figura 3.2 Flussimetro Bronkhorst per il gas naturale………………………..52 Figura 3.3 Schema della linea d'aria…………………………………………..53 Figura 3.4 Flussimetro Bronkhorst per aria…………………………………...54 Figura 4.5 Schema di funzionamento del flussimetro massico [4]……………56 Figura4.6 Schema linea analisi inquinanti…………………………………….57 Figura 4.7 Analizzatore mod.300……………………………………………...59 Figura 4.8 analizzatore mod. 4000…………………………………………….60 Figura 4.9 Analizzatore UHC………………………………………………….61 Figura 4.6 Schematizzazione della tecnica PIV[37]…………………………...63 Figura 4.7 Camera (a) e laser (b) allestiti per le misure PIV…………………..65 Figura 4.8 Schema del nebulizzatore…………………………………………67 Figura 4.9 Sistema di riferimento utilizzato…………………………………...68 Figura 5.1 Spaccato quotato (a) e rappresentazione tridimensionale della parte finale (b) del bruciatore assiale. ……………………………………………….69 Figura 5.2 Morfologia della fiamma nel passare dalla condizione di alimentazione non premiscelata, a premiscelata con Φpremix = 10 e Φpremix = 2………………………………………………………………………………..70 Figura 5.3 Emissioni di NOx al variare del Φpremix nel caso di Φ 0.48 e Sg 4,61. I grafici in funzione del Φpremix vanno letti a partire da valori elevati di Φ verso lo 0……………………………………………………………………….71 Figura 5.4: Emissioni di NOx al variare del Φpremix nel caso di Φ 0.62 e Sg 10,37……………………………………………………………………………72 Figura 5.5 Emissioni di NOx al variare del Φpremix per Φ 0.48, per differenti numeri di swirl………………………………………………………………….73 Figura 5.6 Emissioni di NOx al variare del Φpremix per Φ 0.62………………73 Figura 5.7 Emissioni di NOx al variare della portata di premiscelato, nel caso di Φ 0.48, per differenti numeri di swirl…………………………………………..74 Figura 5.8 Emissioni di NOx al variare della portata di premiscelato, nel caso di Φ 0.62, per differenti numeri di swirl…………………………………………..75 Figura 5.9 Effetto del Φ sugli NOx al variare del Φpremix, per Sg 4.61……...76 Figura 5.10 Effetto del Φ sugli di NOx al variare del Φpremix, per Sg 7.2…...76 Figura 5.11 Effetto del Φ sulle emissioni di NOx al variare del Φpremix……..77 Figura 5.12 Effetto del Φ sugli NOx al variare della portata di premiscelato….77 Figura 5.13 Emissioni di NOx al variare del Φpremix per tutte le prove effettuate……………………………………………………………………….78

VII

Figura 5.14 Andamento e interpolazione del momentum ratio nel caso di Sg 10.37 e Φ 0.62……………………………………………………………….....80 Figura 5.15: Andamento del momentum ratio ricavato dagli studi di Minakawa e Yuasa [38].Gli iniettori indicati differiscono per la geometria………………..80 Figura 5.16 Andamento degli NOx in funzione del momentum ratio per tutte le prove effettuate………………………………………………………………..81 Figura 5.17 Andamento del Φpremix in funzione del momentum ratio per tutte le prove effettuate……………………………………………………………..82 Figura 5.18 Andamento del Φpremix in funzione del momentum ratio per le prove con swirl 7.2……………………………………………………………83 Figura 5.19 Esempio dell’analisi di un’immagine. L’asse della fiamma è orizzontale per ottenere una migliore risoluzione…………………………….84 Figura 5.20 Andamento delle emissioni e della geometria della fiamma in funzione della portata di premix………………………………………………86 Figura 5.21. Andamento delle emissioni e della geometria della fiamma in funzione del Φpremix. ………………………………………………………..87 Figura 5.22 Variazione della velocità del getto centrale al diminuire del Φpremix. ……………………………………………………………………...88 Figura 5.23 Condizioni di spegnimento in funzione di MR, Sg e Φ premix….89 Figura 5.24 Condizioni di spegnimento in funzione di Φ, Φ premix e Sg……89 Figura 6.1 Penetrazione di un getto radiale in una corrente assiale[39]……...92 Figura 6.2 Rappresentazione 3D della sezione d’efflusso dell’ugello radiale..92 Figura 6.3 Morfologia della fiamma nel passare dalla condizione di alimentazione non premiscelata, a premiscelata con Φpremix = 8 e = 2……..93 Figura 6.4 Andamento degli NOx in funzione di Φpremix per Sg 3.53 e Φ 0.62...................................................................................................................95 Figura 6.5 Andamento degli NOx in funzione di Φpremix per Sg 11.25 e Φ 0.6…………………………………………………………………………….95 Figura 6.6 Andamento delle emissioni di NOx in funzione del Φpremix nel caso di Sg 4.61 e Φ 0.95. ………………………………………………………….96 Figura 6.7 Emissioni di NOx al variare della portata di premiscelato, nel caso di Φ 0.6, per differenti numeri di swirl………………………………………….97 Figura 6.8 Emissioni di NOx al variare del Φpremix nel caso di Φ 0.6, per differenti numeri di swirl. ……………………………………………………98 Figura 6.9 Effetto del Φ sulle emissioni di NOx al variare della portata di premiscelato, nel caso di Sg 4.61…………………………………………….99 Figura 6.10 Effetto del Φ sulle emissioni di NOx al variare del Φpremix, nel caso di Sg 4.61. ………………………………………………………………100 Figura 6.11 Andamento degli NOx in funzione del momentum ratio………...101 Figura 6.12 Andamento delle emissioni e della geometria della fiamma in funzione della portata di premix. ……………………………………………..102 Figura 6.13 Andamento delle emissioni e della geometria della fiamma in funzione del Φpremix. ………………………………………………………..103

VIII

Figura 6.14 Condizioni di spegnimento in funzione del MR, dello swirl e del Φ globale. ……………………………………………………………………….104 Figura 7.1 Esempio di valutazione dell’altezza del getto centrale……………105 Figura 7.2 Correlazione tra le lunghezza della fiamma adimensionalizzata e il rapporto di velocità Uj/Ua. …………………………………………………...106 Figura 7.3 Mappe di velocità istantanee nel caso assiale……………………107 Figura 7.4 Andamento della velocità assiale nel caso di Sg 10.7 e MR = 1. In blu è riportata la posizione dell’ugello. …………………………………………..107 Figura 7.5 Andamento degli NOx nelle tre condizioni esaminate…………...108 Figura 7.6 Mappe di velocità medie nel caso assiale………………………..109 Figura 7.7 Linee di flusso per la configurazione assiale……………………..110 Figura 7.8 Mappe scalari dell'intensità di turbolenza assoluta (deviazione standard). ……………………………………………………………………..111 Figura 7.9 Andamento degli NOx nelle quattro condizioni esaminate………112 Figura 7.10 Mappe di velocità medie nel caso radiale………………………113 Figura 7.11 Linee di flusso per la configurazione radiale……………………114 Figura 7.12 Mappe scalari dell'intensità di turbolenza assoluta (deviazione standard). ……………………………………………………………………..115 Figura 8.1 Ugello con precamera e fori.………………………………………118 Indice delle tabelle Tabella 5.1 Rilevamenti delle emissioni della prova a Sg 4.05 e Φ 0. 59….......70 Tabella 6.1 Emissioni rilevate nella prova a Sg 4.61 e Φ 0.95……………..….94

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Sommario Il presente lavoro di tesi si propone di analizzare le condizioni operative di un bruciatore in regime di combustione a stadi, alimentato a gas naturale, per individuare possibili riduzioni delle emissioni di NOx, attraverso prove sperimentali su un bruciatore di laboratorio. Questo è il modello di un combustore di tipo coassiale messo a punto presso il Laboratorio di Combustione del Dipartimento di Energia. Per iniziare si è caratterizzata la configurazione corrente con un ugello a efflusso conico: si sono registrate le emissioni, i limiti di stabilità e le portate massime gestibili con una combustione a stadi in cui il getto centrale è alimentato da una miscela ricca. Si è trovato un riscontro con quanto presente in letteratura. Nota inoltre la calibrazione che definisce la correlazione fra il rapporto delle portate e il numero di swirl, è stato possibile analizzare i risultati al variare appunto dello swirl, del premiscelamento aria metano e del rapporto di equivalenza Φ. Sono state allora progettate diverse geometrie dell'ugello di efflusso e per iniziare ne sono state realizzate due. La prima è una configurazione a divergente che permette di lavorare in più ampi campi di stabilità della fiamma e dunque avere la possibilità di abbassare ulteriormente le emissioni di ossidi di azoto. La seconda a efflusso radiale del gas naturale consente invece un migliore mescolamento. I risultati mostrano come questa seconda configurazione permetta un significativo abbattimento di inquinanti. In entrambi i casi è stata verificata la possibilità di ridurre le emissioni di NOx attraverso il meccanismo di combustione a stadi, con una prima zona premiscelata ricca ed una seconda diffusiva magra. Tramite fotografie e un software di elaborazione di immagini è stato possibile valutare la geometria della fiamma nelle diverse configurazioni e successivamente valutare come i parametri in gioco (swirl, Φ) influiscano sulla lunghezza, altezza e morfologia della fiamma e metterli in correlazione con l'andamento degli NOx misurati allo scarico. Infine è stato analizzato il campo di moto tramite la tecnica PIV: sono state effettuate misure a freddo inseminando il flusso coassiale esterno. Le immagini hanno permesso di individuare le regioni di mescolamento e correlare le emissioni all’estensione di queste zone e all'efficienza del mescolamento. È stata anche ricavata la mappa vettoriale istantanea e media per i vari efflussi e in diverse condizioni di portata. È stato dunque possibile ottenere il campo di moto nel piano mediano all’efflusso del bruciatore.

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Elenco dei simboli S numero di swirl Sg numero di swirl geometrico Φ rapporto di equivalenza globale gas naturale-aria Φpremix rapporto di equivalenza gas naturale-aria del flusso premiscelato Re numero di Reynolds

U0 velocità caratteristica, s

m

D0 lunghezza caratteristica, m Gθ flusso assiale della componente tangenziale della quantità di

moto, 2

2

s

mkg

Gx flusso assiale della componente assiale della quantità di moto,

2

2

s

mkg

d/2 raggio equivalente dell’ugello, m

u componente della velocità nella direzione assiale x, s

m

w componente della velocità nella direzione tangenziale θ, s

m

v componente di velocità nella direzione radiale r, s

m

p pressione, Pa MR momentum ratio

Uj velocità in flusso di premiscelato aria-combustibile, s

m

Ua velocità in dell’aria secondaria, s

m

r0 raggio all’interno del bruciatore prima del convergente, m dA diametro del condotto dell’aria in prossimità dell’ugello, m

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rt raggio dei singoli fori di iniezione dell’aria tangenziale, m At area totale dei fori di iniezione dell’aria tangenziale, m2

mθ portata massica dell’aria tangenziale, s

kg

mA portata massica dell’aria assiale, s

kg

∆x spostamento lungo x della particella in due istanti successivi, m ∆y spostamento della particella tracciante in due istanti successivi, lungo la direzione y, m

Ux componente di velocità della particella tracciante lungo x, s

m

Uy componente di velocità della particella tracciante lungo y, s

m

∆t intervallo di tempo tra due impulsi laser , s M rapporto di ingrandimento del sistema ottico

υ viscosità cinematica, s

m2

ρ densità del fluido generico, 3m

kg

µ viscosità dinamica del fluido, sm

kg

⋅

ρf densità del combustibile, 3m

kg

ρa densità della miscela ossidante, 3m

kg

L lunghezza della fiamma , m d diametro di riferimento (gas gun) , m

Capitolo 1 Emissioni inquinanti 1.1 La combustione Possiamo definire la combustione come uno sviluppo di reazioni chimiche relativamente veloci, a carattere notevolmente esotermico, che si svolgono in fase gassosa ed in fase eterogenea (gas-liquido, gas-solido), non necessariamente coinvolgenti ossigeno, con o senza manifestazioni di fiamme o radiazioni visibili [1]. Per fare avvenire questo processo occorre che una sostanza riducente, il combustibile, e una sostanza ossidante, il comburente, vengano in contatto; esse possono trovarsi allo stato solido, liquido o gassoso e possono reagire tra loro sia quando si trovano nello stesso stato di aggregazione sia quando si trovano in uno stato differente. In questo modo si può distinguere tra combustione omogenea e combustione eterogenea[2]. In ogni caso le reazioni chimiche hanno bisogno di energia perché possano avvenire; negli urti tra le molecole di reagenti si deve superare una soglia di energia (energia d’attivazione), associata ad una particolare temperatura (temperatura di ignizione). Le fiamme si possono definire come reazioni di combustione e si propagano attraverso lo spazio a velocità subsonica. E’ implicito nel concetto di fiamma il movimento, e quindi un fronte di avanzamento, il cosiddetto fronte di fiamma. Se la miscela destinata alla combustione scorre entro un tubo verso un’estremità libera dello stesso, in condizioni definite di flusso, la fiamma può apparentemente restare immobile all’estremità libera. Se la velocità del gas aumenta al di là di un certo limite prevalgono le condizioni di trasporto e la fiamma viene soffiata via, estinguendosi; al contrario se la velocità di flusso della miscela diminuisce sensibilmente si può verificare il cosiddetto ritorno di fiamma. 1.2 L’inquinamento Il processo di combustione può avere un impatto particolarmente dannoso sull’ambiente; il tipo di emissioni dipende dal tipo di reagenti, dalla temperatura e da altri parametri caratteristici. Nei casi più comuni degli impianti industriali, di centrali termiche e di autotrazione i combustibili che vengono utilizzati sono

Emissioni inquinanti

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derivati del petrolio, quindi costituiti in gran parte di idrocarburi, che vengono fatti reagire con l’aria. Le sostanze inquinanti possono dividersi in primarie e secondarie [1], a seconda che vengano emesse in atmosfera direttamente dall’impianto di combustione(HC,CO, NO,NO2, particolato e SOx) o che vengano prodotte in un secondo tempo per effetto fotochimico dei gas combusti (ozono, ma anche l’ NO2 derivante dall’NO). Nel caso di combustione di idrocarburi i prodotti principali sono vapor acqueo e anidride carbonica. Se la combustione in aria degli idrocarburi avesse una resa del 100%, i soli prodotti di combustione sarebbero anidride carbonica e vapor d’acqua, per il metano secondo la relazione:

222224 5.72)76.3(2 NOHCONOCH ++→++ (1.1) Come già accennato in precedenza, nella quasi totalità dei casi, la combustione non avviene in modo completo e\o il combustibile contiene anche elementi più pesanti come lo zolfo, inoltre la reazione con l’aria porta anche alla formazione di composti con l’azoto. I più importanti tra i gas prodotti sono CO, HC (idrocarburi incombusti), NOx, SOx, particolato fine e sono responsabili del danneggiamento dello strato di ozono, dell’inquinamento dell’aria e delle piogge acide.

Figura 1.1 Gli scarichi degli ormai numerosissimi aerei, un fattore inquinante oggigiorno in aumento.

Capitolo 1

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1.3 Conseguenze dell’inquinamento Effetto serra I gas implicati in questo fenomeno agiscono come i vetri di una serra: permettono alle radiazioni solari di passare attraverso l’atmosfera mentre ostacolano il passaggio verso lo spazio di parte delle radiazioni infrarosse provenienti dalla superficie della Terra e dalla bassa atmosfera. Il tutto comporta che la temperatura media della Terra sia di 15°C circa, un valore notevolmente più alto di quanto non sarebbe in assenza di questi gas (-18°C). Questo processo è sempre avvenuto naturalmente ma dall’inizio della Rivoluzione Industriale, la concentrazione atmosferica dell’anidride carbonica è aumentata del 30% circa, il gas metano è più che raddoppiato e l’ossido nitroso (N2O) è cresciuto del 15%. L’incremento della concentrazione dei gas serra provoca un progressivo aumento delle temperature (riscaldamento globale). Questo può comportare sia effetti diretti che indiretti per la salute dell’uomo. Temperature più elevate aumentano i rischi fisici inoltre comporterebbero un aumento del fenomeno dell’inquinamento biologico delle acque, con tutti i danni biologici, economici e sanitari che questo comporterebbe [41].

Il buco dell'ozono

La stratosfera terrestre contiene una concentrazione relativamente alta di ozono (O3) che rappresenta un vero e proprio schermo nei confronti delle pericolose radiazioni ultraviolette provenienti dal sole. Ogni anno, durante la primavera dell’emisfero australe, la concentrazione dell’ozono stratosferico nell’area situata in prossimità del Polo Sud diminuisce a causa di variazioni naturali. Purtroppo, a causa degli inquinanti rilasciati in atmosfera, sin dalla metà degli anni settanta questa periodica diminuzione è diventata sempre più grande, tanto da indurre a parlare del fenomeno come del “buco dell’ozono”. Il problema è estremamente importante in quanto una riduzione dell’effetto schermante dell’ozono comporta un conseguente aumento dei raggi UV che giungono sulla superficie della Terra. Nell’uomo l’eccessiva esposizione a questi raggi è correlata ad un aumento del rischio di cancro della pelle, generato a seguito delle mutazioni indotte nel DNA delle cellule epiteliali. I raggi ultravioletti possono causare inoltre una inibizione parziale della fotosintesi delle piante, causandone un rallentamento della crescita e, nel caso si tratti di piante coltivate, una diminuzione dei raccolti. I raggi UV possono anche diminuire l’attività fotosintetica del fitoplancton che si trova alla base della


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catena alimentare marina, causando di conseguenza uno scompenso notevole a carico degli ecosistemi oceanici[41].

Figura 1.2 Rappresentazione 3D del buco dell'ozono realizzata sulla base dei dati di concentrazione dell'ozono stratosferico dal Goddard Space Flight Center della NASA[42] . Le piogge acide Con il termine piogge acide si intende il processo di ricaduta dall’atmosfera di particelle, gas e precipitazioni acide: si parla di deposizione umida se questa deposizione avviene sotto forma di precipitazioni, di deposizione secca in caso contrario. Le piogge acide sono causate essenzialmente dagli ossidi di zolfo (SOx) e, in parte minore, dagli ossidi d'azoto (NOx), presenti in atmosfera sia per cause naturali che per effetto delle attività umane. Nel caso in cui questi gas entrino in contatto con l’acqua atmosferica (deposizione umida) si originano degli acidi prima della deposizione. Queste precipitazioni provocano l’acidificazione di laghi e corsi d’acqua, danneggiano la vegetazione e accelerano il decadimento dei materiali da costruzione e delle vernici. Inoltre prima di raggiungere il suolo, i gas SOx e NOx e i loro derivati,

Capitolo 1

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solfati e nitrati, contribuiscono ad un peggioramento della visibilità e della salute pubblica. A partire dalla Rivoluzione industriale le quantità di anidride solforosa e di ossidi di azoto riversate nell’aria sono aumentate a dismisura : tutto ciò ha causato un aumento corrispondente del fenomeno delle piogge acide, sia come precipitazioni che come deposizioni secche. Le nazioni più colpite sono quelle sulle quali, per effetto dei venti dominanti, si scaricano le nubi acide prodotte anche in altri paesi. Il problema è particolarmente grave per il Canada che riceve le piogge acide statunitensi, mentre in Europa le nazioni più colpite sono quelle scandinave. In queste aree l’abbassamento del pH in migliaia di laghi ha provocato la scomparsa di numerose specie animali e vegetali. In Italia (il fenomeno interessa quasi esclusivamente la pianura padana) l’azione delle piogge acide viene in parte tamponata dalla particolare costituzione geologica del terreno.

Figura 1.3 Diffusione delle piogge acide.

La pioggia acida attacca quotidianamente le strutture edili, dai ponti di acciaio ai monumenti antichi: le precipitazioni acide svolgono sia un’azione di tipo corrosivo che un’azione prettamente meccanica di dilavamento del materiale reso friabile e solubile dagli acidi. Le precipitazioni acide non rappresentano un pericolo diretto per la salute umana, possono invece insorgere dei danni nel caso


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in cui ci si nutra di alimenti provenienti da acque acide, per esempio pesci che abbiano accumulato nel loro corpo grandi quantità di metalli tossici (alluminio, manganese, zinco, mercurio, cadmio) liberati dai suoli e dilavati nelle acque per effetto dell’acidificazione[41].

Lo smog fotochimico Lo smog fotochimico è un particolare inquinamento dell’aria che si produce nelle giornate caratterizzate da condizioni meteorologiche di stabilità e di forte insolazione. Gli ossidi di azoto (NOx) e i composti organici volatili (VOC), emessi nell’atmosfera da molti processi naturali od antropogenici, vanno incontro ad un complesso sistema di reazioni fotochimiche indotte dalla luce ultravioletta presente nei raggi del sole; il tutto porta alla formazione di ozono (O3), perossiacetil nitrato (PAN), perossibenzoil nitrato (PBN), aldeidi e centinaia di altre sostanze. Tali inquinanti secondari vengono indicati col nome collettivo di smog fotochimico perché sono generati da reazioni chimiche catalizzate dalla luce e costituiscono la componente principale dello smog che affligge molte città ed aree industrializzate. Questo particolare smog si può facilmente individuare per il suo caratteristico colore che va dal giallo-arancio al marroncino, colorazione dovuta alla presenza nell’aria di grandi quantità di biossido di azoto. I composti che costituiscono lo smog fotochimico sono sostanze tossiche per gli esseri umani, per gli animali ed anche per i vegetali, inoltre sono in grado di degradare molti materiali diversi per il loro forte potere ossidante.

Figura 1.4 Smog fotochimico nella città di Seattle. Il caratteristico colore è dovuto alla presenza del biossido di azoto

Capitolo 1

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La formazione dello smog fotochimico consiste in una sterminata serie di reazioni che possono dar luogo a centinaia di composti diversi. Lo sviluppo dello smog fotochimico è principalmente legato alla presenza di particolari condizioni meteorologiche e all’abbondanza di ossidi di azoto e di composti organici volatili. Nello smog fotochimico sono presenti centinaia di sostanze chimiche che possono provocare degli effetti nocivi sull’uomo, comunque i principali composti imputati sono sicuramente l’ozono, ed il perossiacetil nitrato (PAN). Un’esposizione allo smog a bassi livelli di concentrazione provoca solo un’irritazione agli occhi, al naso, alla gola ed una fastidiosa lacrimazione. Un’esposizione acuta può però peggiorare questi sintomi e condurre all’infiammazione dei polmoni, all’aumento della sensibilità agli allergeni, all’ aumento degli attacchi di asma. L’esposizione prolungata ad alte concentrazioni può causare: asma, bronchiti, tosse, l’aumento della suscettibilità alle infezioni respiratorie, una diminuzione della funzionalità e il danneggiamento del tessuto polmonare[41]. 1.4 Principali inquinanti 1.4.1 Monossido di carbonio Il monossido di carbonio è tra i prodotti di combustione più pericolosi per l’uomo a causa della sua tossicità; basti pensare che un’esposizione ad un’atmosfera contenente una percentuale di CO dello 0.05% è fatale dopo solo 3 ore, mentre in presenza di una percentuale dell’1.3% si giunge a incoscienza e morte in pochi minuti. La formazione di CO può essere attribuita principalmente a due fattori: • alla carenza di ossidante nella zona di fiamma, o perché si è in presenza di una miscela ricca, o a causa del cattivo miscelamento tra aria e combustibile • al tempo di residenza nella zona di fiamma, insufficiente al completamento delle reazioni di combustione L’ossidazione di CO a CO2

avviene soprattutto attraverso la seguente reazione [7]:


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la cui cinetica influenza l’emissione del CO. Ad alte temperature la reazione verso sinistra è più veloce dell’altra, così si crea più CO, a basse temperature la reazione verso destra è congelata. La presenza del monossido di carbonio è quindi dovuta alla mancata ossidazione di CO2 per effetto di una bassa efficienza di combustione. Il minimo delle emissioni di CO si ottiene per miscele leggermente magre, per un Φ di circa 0.8. Allo stechiometrico la temperatura è massima e così si crea molta CO, d’altra parte per Φ molto magri la concentrazione sale a causa della cinetica chimica. 1.4.2 Idrocarburi incombusti Le condizioni di formazione degli HC sono analoghe a quelle del CO; la causa principale è la bassa efficienza di combustione che conduce ad un’incompleta trasformazione del combustibile. Sono chiamati idrocarburi incombusti nonostante la loro composizione possa essere sensibilmente diversa da quella del combustibile. Il meccanismo della loro ossidazione non è ancora completamente noto; a causa delle alte velocità delle reazioni di decomposizione e ossidazione e dell’alto numero di reagenti instabili intermedi, la previsione teorica delle loro emissioni è molto complessa e può basarsi solo su modelli semi-empirici. È certo, tuttavia, che le principali cause di formazione sono le regioni di miscela ricca, dovute a imperfezioni di miscelamento aria-combustibile (in particolare per combustibili aventi rapporto C/H elevati) e l’estinzione di fiamma alle pareti fredde dei combustori [8]; entrambi i casi comportano una bassa resa di combustione e lasciano idrocarburi parzialmente combusti a formare ulteriori composti. 1.4.3 Particolato fine La formazione di particolato fine è dannosa per l’uomo sia per la sua proprietà di assorbire sostanze nocive che si producono durante la combustione, sia perché provoca problemi alle vie respiratorie e concorre al fenomeno dell’effetto serra [3] [8]. La fuliggine è essenzialmente costituita da particelle ad elevato rapporto di C/H (è presente anche O2), e si forma attraverso complesse reazioni di degradazione termica del combustibile. La quantità di particolato aumenta all’aumentare dei seguenti fattori: • il rapporto C/H presente nel combustibile • il rapporto di miscela • lo scarso rimescolamento (zone fredde, mancanza di O2)

Capitolo 1

13

1.4.4 Ossidi di zolfo Gli ossidi di zolfo presenti nei gas di combustione sono quasi esclusivamente SO2

e SO3, i quali sono contenuti già nel combustibile fossile; entrambi sono molto irritanti e a basse temperature reagiscono con l’acqua, per condensare e formare acido solforico:

MSOMOSO +→++ 32 (1.3)

4223 SOHOHSO →+ (1.4) La quantità emessa di SO2

e SO3 è prevedibile a priori, in quanto la loro

ossidazione è completa; è possibile minimizzare la loro produzione riducendo il tenore di zolfo attraverso opportune desolforazioni, oppure utilizzando combustibili più “puliti”, come il gas naturale[8]. 1.4.5 Ossidi di azoto Sorgenti di azoto Azoto molecolare : potrebbe essere presente in combustibili allo stato gassoso (gas naturale), ma principalmente deriva dall’aria di combustione. L’energia di legame delle molecole di azoto è molto alta: 950 kJ/mol e perciò la rottura di queste molecole richiede alte energie o temperature elevate. Combustibili azotati: possono essere presenti in alcuni combustibili allo stato gassoso (gas derivati dal coke), ma principalmente si trova sotto forma di composti azotati organici. In questo caso l’energia di legame carbonio azoto è minore che nel caso del triplo legame della molecola di azoto[9]. Formazione degli ossidi di azoto Il processo di combustione si sviluppa all’interno della fiamma la quale può essere divisa in due zone: la prima è la zona di reazione o fronte di fiamma la quale è caratterizzata dalla presenza di una elevata concentrazione di radicali derivati da idrocarburi, mentre la seconda è la zona dei prodotti di combustione contenente i prodotti di combustione , CO, CO2 e H2O. Partendo dall’ipotesi di dividere il processo di combustione in due zone distinte e considerando le due sorgenti di azoto si possono definire tre metodi per la generazione degli ossidi di azoto:


14

Thermal NOx , prodotto dall’ossidazione dell’azoto contenuto nell’aria, questo genere di reazione ha bisogno di un sistema reagente ad alta temperatura Prompt NOx , che deriva da reazioni molto veloci che si instaurano presso il fronte di fiamma tra i radicali derivati dagli idrocarburi e l’azoto atmosferico Fuel NOx , deriva dall’ossidazione di azoto contenuto nel combustibile. Di questi tre meccanismi, nei processi di combustione il thermal è la principale fonte di produzione di ossidi di azoto. Analizziamo nel dettaglio cosa avviene in questa situazione. Thermal NOx Questo meccanismo avviene nella zona di combustione ed è conosciuto come il meccanismo di Zeldovich [6].

La terza reazione è importante solo in zone di fiamma stechiometrico o in eccesso di combustibile. Dalle reazioni 1.6, 1.7 e 1.8 si può ottenere la velocità di formazione dell’ossido di azoto :

[ ] [ ][ ] [ ][ ] [ ][ ] [ ][ ]NNOkOHNkONkNOkdt

NOd1321 22 −−++=

[ ][ ] [ ][ ]NOHkNOOk 32 −− −− (1.8)

da questa equazione si può ricavare mediante delle semplificazioni la seguente (per miscele magre):

[ ] [ ][ ]ONkdt

NOd212≅ (1.9)

dalla quale si deduce come la produzione di thermal NOx aumenti all’aumentare della presenza di ossigeno atomico, ed inoltre sia fortemente dipendente dalla temperatura (tramite il termine k1) ed indipendente dalla natura del combustibile. Come risultato dell’equazione ricavata in precedenza si possono trarre le seguenti raccomandazioni per ridurre gli NOx:

Capitolo 1

15

- diminuzione dei picchi di temperatura nella camera di combustione - riduzione del tempo di residenza - riduzione dell’eccesso di aria per ridurre l’ossigeno. Nel caso della combustione di gas naturale il thermal NOx è il processo dominante in quanto non c’è azoto nel gas e il prompt è poco significativo. 1.5 Misure di NOx 1.5.1 Sistemi di misura per ossidi di azoto In generale, è possibile schematizzare un sistema di misura di emissioni come composto da tre sottosistemi: l'interfaccia col campione, un certo numero di analizzatori e il sistema di acquisizione dati. In base al tipo di interfaccia i sistemi di misura vengono classificati in sistemi estrattivi e in-situ. Un terzo tipo sono i sensori remoti. I primi si basano sull'estrazione di un campione di gas dal flusso per poi farlo passare attraverso un sistema di condizionamento che filtra e depura (particelle dannose, condensa...) prima di analizzarlo. In questo modo il sistema è meno danneggiato e le misure sono più precise. Caratteristiche di questa tecnica sono semplice calibrazione, facile accesso, ma anche interferenza tra sonda e flusso, errori in flussi turbolenti, reazioni catalitiche con la superficie della sonda. In particolare quest'ultimo tipo di errore può inficiare le misure di ossidi di azoto, secondo la seguente reazione:

2NOONO →+ (1.10) Tuttavia questa reazione non influenza la concentrazione totale di NOx, ma solo il rapporto tra NO e NO2. Nei sistemi in-situ le misure vengono fatte direttamente nel flusso (per esempio con sensori ottici). In questo modo è possibile operare a costi più bassi, ma bisogna tener conto della sensibilità a temperatura e vibrazioni, nonchè conoscere la pressione. Inoltre la calibrazione non è semplice. Tipicamente le misure in-situ devono essere corrette al 3% di ossigeno. In generale la scelta di una tecnica estrattiva o in-situ dipende dalla misura che bisogna effettuare: un sistema risulta migliore dell'altro in funzione del tipo di applicazione.


16

1.5.2 Normativa Secondo la normativa [4] le misure di ossidi di azoto devono essere effettuate in termini di NOx, dato come somma di NO e NO2: infatti il monossido d'azoto è instabile in presenza di ossigeno e tende a ossidare in NO2. Dunque la concentrazione di NO può decrescere mentre la concentrazione volumetrica di NOx rimane costante. La normativa Europea richiede la presentazione dei dati in termini di milligrammi di NOx per normal metro cubo (Nm3), cioè a temperatura di 273 K e pressione di 101325 Pa. Inoltre si prescrive un massimo contenuto di ossigeno nei gas combusti: le misure devono perciò essere riferite ad un contenuto del 3% di ossigeno per combustibili liquidi e gassosi, e del 6% per i solidi. È necessario allora misurare simultaneamente ossigeno e ossidi di azoto, per poi esprimere la concentrazione di NOx (CNOx) riferita al 3% come:

NOxOHO

NOx CCC

C ')'209.0'209.0(

)03.0209.0(

22 −−−= (1.11)

dove C' sono i valori misurati. Bisogna ricordare che per quanto riguarda le combustioni in turbine a gas è consuetudine fare riferimento ad un valore del 15% di ossigeno. In ogni caso è opportuno utilizzare la convenzione appropriata all'applicazione o ai dati di confronto. Ad esempio per piccole concentrazioni è consuetudine esprimere i dati in parti per milione (ppm). La correlazione tra le emissioni in mg/Nm3 e ppm è:

).(*

10**).(

3

3ppmem

TR

PMW

Nm

mgem = (1.12)

dove T = 273.15 K P = 101325 Pa R = 8.314 J/(gmole K) MW = peso molecolare in g/gmole Un vantaggio è che le misure in ppm sono indipendenti da temperatura e pressione e dunque possono essere direttamente analizzate. Inoltre le concentrazioni di NO e NO2 in ppm sono additive e basta sommarle per ottenere NOx totali. Non è così per le misure in mg/Nm3 , per cui bisogna passare, tramite opportuni fattori di conversione, dalle concentrazioni di mg NO/Nm3 in mg NO2 /Nm3 , per poi sommare e ottenere i mg/Nm3 di NOx.

Capitolo 1

17

Vi è un ulteriore indice, l’EINOx (emission index NOx), molto usato poichè è l’unico indipendente dal tipo di bruciatore impiegato; questo consente di confrontare i risultati ottenuti con diverse geometrie. Utilizzando questo parametro, la concentrazione di inquinanti può essere calcolata dalla seguente relazione[15][16]:

1000))(008.101.12(

46

22

⋅−+

⋅=

∞COCO

NOx

XXy

X

kg

gEINOx (1.13)

dove Xi indica la frazione molare della specie i e y il rapporto H/C del combustibile. Si assume che tutto il carbonio del combustibile venga convertito in CO2 e si utilizza il peso molecolare del NO2 per definire tale indice. Nell’attività sperimentale di laboratorio è stato utilizzato gas naturale composto al 92 % da metano, ma anche da anidride carbonica, propano, etano e altri gas. Tuttavia in prima approssimazione viene fatto riferimento al solo metano. Applicando allora la 1.13 si ricava

[ ]

[ ] 42

2 10001

CH

NO

MWCO

MWNOx

kg

gEINOx

⋅⋅=

(1.14)

In questo caso MWi è il peso molecolare della sostanza i, 1 indica che si ha un atomo di carbonio nella formula del metano ed i valori nelle parentesi quadre rappresentano le frazioni molari delle specie.


18

Capitolo 2 Tecniche di riduzione di NOx Come già accennato, le modalità con cui è possibile ridurre gli NOx sono essenzialmente tre: - diminuzione dei picchi di temperatura nella camera di combustione - riduzione del tempo di residenza - riduzione dell’eccesso di aria per ridurre l’ossigeno. Focalizzandosi su una o più di queste modalità, sono stati messi a punto diversi sistemi atti a ridurre la formazione di ossidi di azoto [9,10,11,12]. Moto di swirl Questa tecnica viene utilizzata come mezzo per ottenere un buon miscelamento dei reagenti, e di conseguenza campi di temperatura uniformi senza picchi, ed anche per creare una ricircolazione dei gas combusti, nella zona di reazione, senza l’uso di mezzi meccanici ma solo aerodinamicamente. Mediante questa tecnica è possibile ottenere una riduzione sia del CO che degli NOx , ed inoltre la presenza di un vortice, creato dal moto rotatorio della corrente, crea una zona di stabilizzazione della fiamma naturale più efficiente dei mezzi meccanici. Un'applicazione dei flussi con swirl è con i combustori a ciclone. In questi bruciatori la componente tangenziale aumenta il trasferimento di calore con le pareti aggiungendo una componente convettiva. Aumenta dunque l'efficienza di combustione. Combustione a stadi Anche questa tecnica è usata principalmente per ridurre le emissioni di NOx termico; come vedremo più avanti l’idea alla base di questa tecnica è quella di dividere la reazione di combustione in due fasi, durante la prima la miscela che si forma è ricca, cioè con un eccesso di combustibile oltre lo stechiometrico, in questo modo la temperatura che si raggiunge non è molto elevata. Dopo questa prima fase di combustione è aggiunta altra aria che ha l’effetto di completare la reazione di combustione in regime magro e di abbassare la temperatura ulteriormente.

Tecniche di riduzione di NOx

20

Ricircolazione dei gas combusti Questo metodo, detto FGR (Flue Gas Recirculation), si avvale come tecnica per ridurre gli NOx della ricircolazione dei gas combusti nella zona di reazione. Si ha quindi un doppio effetto, il primo è quello di ridurre la temperatura massima all’interno della fiamma, il secondo è quello di far completare le reazioni che non erano finite durante la prima fase di combustione. All'aumentare della percentuale di gas nel ricircolo aumentano le dimensioni della fiamma, comunque per ragioni di stabilità di fiamma è preferibile lavorare al di sotto del 20 %. Questa tecnica richiede necessariamente l'aggiunta di accessori come una ventola e un condotto (figura 2.1).

Figura 2.1 Ricircolazione dei gas combusti con tecnica FGR[12]. Una variante è costituita dalla tecnica FIR (fuel induced recircuilation), la quale sfrutta il ricircolo dei gas combusti indotto dalla fluidodinamica, senza l'ausilio di ventole. Una prima differenza con la FGR è che i gas vengono reintrodotti nel flusso di combustibile e non dell'aria. In questa maniera si abbassa la volatilità della miscela di combustibile e si riduce la concentrazione di radicali derivati da idrocarburi, causa di formazione di prompt NOx. Il principale vantaggio di questo metodo è che riduce contemporaneamente la produzione di thermal e prompt NOx. Bruciatore a fibre ceramiche Un particolare combustore è quello realizzato dall'Alzeta Corporation[12]. Il combustibile e l'aria vengono completamente premiscelati prima di entrare nel bruciatore: le basse temperature limitano la formazione di ossidi di azoto e la stessa miscela raffredda le pareti della camera.

Capitolo 2

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Reburning Questa tecnica ha lo scopo di ridurre gli ossidi di azoto già presenti, formati da una reazione di combustione normale, mediante aggiunta di ulteriore combustibile ai prodotti di combustione e successivo raffreddamento tramite aggiunta di aria secondaria. Flame cooling Questa tecnica ha come scopo quello di ridurre la temperatura massima all’interno della zona di reazione. Questo effetto viene ottenuto mediante l’aggiunta di acqua o vapore nella camera di combustione. A parità di condizioni, è richiesta una minor quantità d'acqua che di vapore: nel primo caso infatti viene assorbito il calore di vaporizzazione necessario al passaggio di stato. I principali limiti di questa tecnica sono dati dalla incompleta reazione di combustione e quindi dal formarsi di CO. Miglioramento dello scambio termico Lo scopo è migliorare lo scambio termico dalla fiamma verso l’esterno. Effetto del premiscelamento sulla produzione di NOx La Figura 2.2 riporta l’andamento dei thermal NOx in funzione del rapporto di equivalenza per differenti frazioni di premixing, da 100% a 0% (fiamma diffusiva). Il picco di emissione non si mantiene per Φ = 1 ma al diminuire del premixing si sposta verso valori di Φ minori di 1 per arrivare a Φ circa 0.85 nel caso di fiamme diffusive. Inoltre è da notare che al diminuire del premixing, cioè spostandosi verso fiamme di tipo diffusivo, si ha prima un leggero aumento della quantità di NOx e poi un brusco decadimento. Bisogna considerare che comunque al diminuire del premixing i valori di massimo delle emissioni di ossidi di azoto si hanno per valori di Φ minori quindi spostandosi verso condizioni di fiamme magre.


22

Figura 2.2 Thermal NOx in funzione di Φ In figura 2.2 si nota anche che in condizioni magre o ricche le fiamme premiscelate producono livelli più bassi di NOx rispetto a quelle diffusive. Infine, da quanto riportato sopra si può pensare che sia meglio, nel caso di combustione a stadi con fiamme diffusive, di operare con uno staging ricco→magro invece che magro→ricco.

Capitolo 2

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2.1 Combustione a stadi Analizziamo in dettaglio la tecnica della combustione a stadi. Possiamo classificare questa tecnica in combustione a stadi d'aria e di combustibile[12]. Come già detto, nel primo caso la combustione viene divisa in zone con l'aggiunta progressiva di aria: la mancanza di ossigeno nella prima fase e le basse temperature nella seconda contribuiscono a ridurre fino al 60 % (in combustioni con gas naturale) la produzione di NOx. La seguente figura 2.3 riassume il concetto di questa tecnica.

Figura 2.3 Schematizzazione di combustione a stadi d’aria [12]. Nel caso di combustori a stadi d'aria (SCA) la lunghezza della fiamma è maggiore di quella caratteristica dei tradizionali bruciatori: di questo bisogna tener conto nel progetto della geometria e delle dimensioni della camera. Ci sono inoltre diverse tecniche che permettono di completare la combustione esternamente al corpo del bruciatore. Nel caso di combustori a stadi di combustibile, è quest'ultimo ad essere diviso in primario e secondario. Nonostante le elevate concentrazioni di ossigeno nella prima zona, la formazione di NOx è limitata dai bassi picchi di temperatura dovuti alla combustione magra. Le fiamme caratteristiche di questa tecnica risultano molto corte. D’ora in poi, ci si riferirà sempre a combustori a stadi d’aria poiché è la metodologia utilizzata per il bruciatore di laboratorio.


24

2.1.1 Applicazioni nei combustori aeronautici Il problema di diminuire le emissioni di NOx è particolarmente critico per gli aeromobili civili supersonici[17]: infatti a causa delle elevate quote operative, i prodotti di combustione vengono direttamente scaricati nella stratosfera. Inoltre le normative aeroportuali richiedono emissioni sempre più ridotte al decollo e all'atterraggio. A tal fine, le principali aziende internazionali sono oggi focalizzate su tre concetti differenti[17]: NASA-Glenn sullo sviluppo del combustore LDI (lean direct injection), GEAE e P&W rispettivamente con il LPP combustor (lean premixed prevaporized) e la tecnica RQL. 2.1.1.1 LDI Il primo metodo si basa sull'ottenere una miscela magra prima della combustione, riducendo in questo modo la formazione di NOx. Per ottenere questo l'aria viene fatta passare attraverso uno swirler esterno (figura 2.4), mentre il combustibile attraverso un ugello centrale a che genera lo spray. Quest'ultimo viene immesso in prossimità della gola di un venturi, dove viene atomizzato dall'aria che giunge ad elevati swirl e velocità. Se l'atomizzazione è rapida e uniforme, si ottengono basse emissioni di NOx.

Figura 2.4 Schematizzazione dell’iniettore LDI con swirl[17].

Capitolo 2

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Figura 2.5 Combustore LDI [17]. 2.1.1.2 LPP Un problema del LDI è che è difficile ottenere un miscelamento rapido e uniforme a poca distanza dall'atomizzazione. Il concetto di combustore LPP supera questo problema, aggiungendo una lunga camera di premiscelamento prima della combustione (figura 2.6). Questo permette di completare la vaporizzazione e il premiscelamento prima di entrare in camera di combustione. La lunghezza è limitata per evitare autoignizioni. Viene utilizzato sempre lo swirl per l'aria ma a differenza del LDI non è previsto il venturi.

Figura 2.6 Schematizzazione di uno stadio LPP[17].


26

Figura 2.7 Combustore LPP [17]. Il sistema LDI ha il vantaggio di essere più corto e stabile del LPP. Entrambi i combustori sono caratterizzati da basse efficienze di combustione a basse potenze, a causa delle instabilità a basse temperature. Per questo è necessario aggiungere uno stadio pilota, generalmente a ciclone. In pratica è costituito da uno swirl radiale, un condotto centrale con iniettori radiali, una sezione di gola e un divergente (figura 2.8).

Figura 2.8 Stadio pilota a ciclone per LPP[17].

Capitolo 2

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2.1.1.3 RQL La tecnica RQL (rich-quench-lean) per combustori di motori aeronautici ha come obiettivo la riduzione di emissioni di NOx[14]. Si basa sull'idea di bruciare il combustibile in una zona primaria in condizioni ricche, dove la formazione di ossidi di azoto è limitata dalla minor presenza di ossigeno, e velocemente aggiungere l'aria rimanente per ottenere una combustione magra in una zona secondaria. Le temperature sono minori e abbassano la produzione di thermal NOx. Il problema principale è la transizione tra la zona ricca e magra che implica necessariamente il passaggio dalla condizione stechiometrica, provocando un'elevata produzione di thermal NOx a causa delle elevate temperature. Ne consegue che il mescolamento con l'aria secondaria deve essere molto rapido e uniforme. E' allora importante progettare le zone di iniezione (fori, corone, angoli) in modo da ottenere un buon mescolamento: infatti, anche se l'iniezione è rapida, potrebbero esserci zone lontane dal getto secondario, dove i tempi di mescolamento sono maggiori. In particolare si cerca di evitare un ritorno del flusso d'aria nella zona primaria. Applicazioni della tecnica RQL Per l'applicazione della combustione a stadi RQL in motori aeronautici sono state studiate due configurazioni: a getto di parete Wall-jet e estinzione su piccola scala RSQ[17]. La prima tecnica sviluppata è quella denominata wall-jet, dove l'aria penetra nella regione centrale del combustore attraverso una parete forata (figura 2.9). Sfruttando una configurazione modulare(figura 2.10) si ha il vantaggio di eliminare l'interazione iniettore-iniettore, aumentando le prestazioni a livello di emissioni.

Figura 2.9 Versione anulare del combustore RQL wall-jet[17].


28

Figura 2.10 Versione modulare del combustore RQL wall-jet[17]. Sviluppi successivi si sono concentrati sull'estinzione su piccola scala RSQ (reduced-scale quench): l'aria di raffreddamento viene introdotta nel flusso attraverso un certo numero di fori di piccole dimensioni e lavorando su scala ridotta diminuiscono i tempi di residenza e aumenta il mescolamento. Sono state progettate due configurazioni che sfruttano la tecnica RSQ: a flusso incanalato e a zone di estinzione. Nel primo caso (Convoluted liner) si cerca di aumentare la superficie di raffreddamento, facendo passare l'aria proveniente dalla zona ricca in piccoli canali dotati di fori, da cui esce il flusso di raffreddamento convettivo. (figura 2.11).

Figura 2.11 Un modulo RSQ a Convoluted liner[17].

Capitolo 2

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Nell'approccio quench vane, un separatore crea una regione di rapido raffreddamento isolandola dal resto del flusso (figura 2.12).

Figura 2.12 Combustore RQL nella configurazione RSQ Quench vane[17]. Applicazione col Trapped Vortex Combustor Una particolare applicazione della combustione a stadi si ottiene confinando un vortice in una struttura, come con il trapped vortex combustor (TVC), realizzato dal U.S. Department of Energy [18]. Il combustore a vortice confinato è caratterizzato da una zona centrale e una anulare esterna, una cavità dove si formano dei vortici per la stabilizzazione della fiamma. Il flusso assiale centrale e quello nella cavità risultano indipendenti fra loro. L'aria entra nella zona primaria e attraverso dei fori, all'ingresso e alla fine della zona circolare in modo da guidare il vortice (figura 2.13). Il combustibile entra radialmente nella zona anulare ovvero a 90 ° rispetto al flusso principale: in questa zona si è in regime di combustione ricca.


30

Figura 2.13 Sezione di un combustore TVC (a) e posizione dei vortici all’interno (b). Il vortice secondario (controrotante rispetto al primario) trasporta i prodotti di combustione dalla zona ricca al flusso principale e aria in direzione opposta (aumentando però le temperature). Si può dunque affermare che il TVC con RQL è un combustore a stadi radiale. Il combustore a vortice confinato può operare in diversi regimi di combustione: con fiamme di diffusione, premiscelate o a stadi RQL. Dai risultati emerge come all'aumentare del Φ della zona ricca, gli NOx decrescano immediatamente per poi risalire lentamente. Si ha invece una diminuzione costante all'aumentare dei tempi di residenza nella cavità circolare. Tecniche di controllo per combustori RQL Vengono adottate due modalità per il controllo in un combustore RQL: a iniettori a geometria variabile e a divisione di combustibile[17]. Lavorando in diverse condizioni operative, è inevitabile il passaggio dalle condizioni stechiometriche dove non solo la produzione di NOx è elevata, ma i prolungati stress termici possono anche limitare la durata a fatica del liner. E' possibile allora variare la distribuzione del flusso d'aria, ottimizzata per le condizioni di volo supersonico, modificando la geometria degli iniettori. Una seconda tecnica consiste nel dividere il flusso di combustibile, in modo da creare una zona ricca interna e una zona ricca esterna. Il controllo si ottiene spostando il separatore in modo da variare le portate nelle due regioni (figura 2.12). Lo scopo è principalmente ridurre le emissioni e aumentare le prestazioni in condizioni di bassa potenza. Lo sviluppo di questa tecnica è legato al progetto del combustore quench vane.

Capitolo 2

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Ottimizzazione multi-obiettivo per il controllo di cobustione a stadi Nel progetto di un combustore RQL un problema che si incontra è riuscire a trovare relazioni empiriche di carattere generale, a causa della dipendenza dalle condizioni operative[14]. Per quanto riguarda le emissioni, la principale difficoltà sta nel fatto che le condizioni che abbassano la formazione di una specie favoriscono la produzione di altre, e viceversa. Ad esempio, all'aumentare della temperatura di fiamma diminuisce la CO mentre aumentano gli NOx. In questa direzione, tra le varie tecniche di controllo per combustione a stadi vi è l'ottimizzazione multi-obiettivo. A riguardo proponiamo alcuni concetti e considerazioni tratti dagli studi del Rolls-Royce University Technology Centre (riportati in [19]). Tra le varie tecniche per ridurre le emissioni, la combustione a stadi è sicuramente tra le più efficienti, in quanto cerca di ridurre la produzione di ossidi di azoto mantenendo gli altri inquinanti a bassi livelli[19]. Consideriamo nel caso più semplice la combustione divisa in una zona principale e una zona pilota (figura 2.14). Il primo problema è determinare e mantenere un'ottimale divisione del flusso di combustibile tra le due zone, in condizioni stazionarie di funzionamento. Un secondo problema è minimizzare gli effetti delle variazioni del rapporto combustibile-aria (FAR) durante i transitori.

Figura 2.14 Schematizzazione della combustione a stadi divisa in una zona principale e una zona pilota. Come già detto, le emissioni di NOx aumentano in maniera esponenziale con la temperatura di fiamma mentre la CO e gli idrocarburi incombusti (UHC) diminuiscono. Essendo il rapporto combustibile-aria locale fortemente correlato con la temperatura, si può considerare la concentrazione di ossidi di azoto come una funzione del FAR. E' ragionevole assumere che combustori con uguale geometria, sotto identiche condizioni operative (FAR), generino uguali


32

emissioni di NOx. Si può dedurre che gli ossidi di azoto totali prodotti da una coppia di combustori siano minori se il FAR è lo stesso. Estendendo questo concetto al combustore a stadi dove zona principale e pilota hanno geometrie e tempi di residenza diversi, ne risulta che vi è un delta FAR ottimo per cui si ha il minimo di emissioni. La ricerca di questa condizione che porti contemporaneamente alla minimizzazione di NOx, CO e UHC è un problema multi-obiettivo. Un rivoluzionario approccio che presenta numerosi vantaggi rispetto ai metodi di ottimizzazione convenzionali è il MOGA (multi-objective genetic algorithms)[19]. Senza entrare nei dettagli vediamo solo che è possibile ottenere una famiglia di soluzioni (figura 2.15) dove l'andamento in parallelo indica obiettivi complementari (CO e UHC) mentre gli incroci obiettivi competitivi (NOx e CO). Tramite questa tecnica è possibile trovare la divisione ottima tra il combustibile della zona principale e pilota e il controllo nelle condizioni non stazionarie. Ricordiamo che i valori degli obiettivi (NOx, CO...) non sono assoluti ma vanno correlati ai valori limite imposti dall'ICAO. In questo senso gli NOx risultano i più critici poichè hanno il minor margine rispetto ai valori consentiti.

Figura 2.15 Tecnica multi obiettivo: anadamento degli obiettivi complementari e di quelli competitivi.

Capitolo 2

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2.2 Flussi con swirl Come già detto, creare una rotazione del flusso d’aria aumenta il mescolamento e la stabilità della fiamma e contribuisce ad abbassare le emissioni. Un fluido dotato di un moto di swirl presenta un caratteristico moto di rotazione attorno ad un asse, generato imprimendo al fluido una velocità tangenziale[21,22,23]. I flussi swirlati sono largamente usati nei processi industriali, specialmente in turbine a gas, motori diesel e bruciatori industriali, per ragioni di sicurezza e stabilità [20]. Vengono adottati differenti meccanismi per generare il moto di swirl[24]. Vicino alla sezione di uscita possono essere posizionate pale o guide inclinate, oppure può esserci un corpo centrale in rotazione (pale o nido d'ape per elevati gradi di swirl). Un ulteriore metodo (utilizzato durante queste prove sperimentali) è mantenere separati gli ingressi d'aria tangenziale e assiale e variare il rapporto dei momenti delle quantità di moto, per ottenere una variazione dello swirl. 2.2.1 Caratterizzazione dei flussi swirlati Un generico getto swirlato è caratterizzato da due parametri adimensionali, il numero di Reynolds (Re) e il numero di swirl (S). Il numero di Reynolds rappresenta la relazione fra effetti di trasporto ed effetti viscosi ed è pari alla velocità assiale media all’uscita dell’ugello (U0) e il diametro dell’ugello stesso (D0) rapportati con la viscosità cinematica v:

v

DU 00Re= (2.1)

Il numero di swirl S quantifica l’intensità della rotazione ed è definito come il rapporto fra il flusso assiale della componente tangenziale della quantità di moto (Gϑ) ed il prodotto del flusso assiale della componente assiale della quantità di moto (Gx) per il raggio equivalente dell’ugello (d/2)

2/dG

GS

x ⋅= θ (2.2)

dove

drrwuuwG 2

0

)''(∫∞

+= ρρθ (2.3)


34

Il flusso assiale della quantità di moto tangenziale comprende lo sforzo di taglio turbolento nella direzione x-ϑ.

[ ]rdrppuuGx ∫∞

∞−++=0

22 )('ρρ (2.4)

Il flusso assiale della quantità di moto assiale comprende lo sforzo normale turbolento nella direzione x e il termine di pressione (spinta assiale). u, v e w indicano le componenti di velocità in coordinate polari rispettivamente lungo x, r e ϑ con x asse del bruciatore come in Figura 2.16

Figura 2.16: Sistema di riferimento in coordinate polari

Spesso si è soliti trascurare i termini di sforzo turbolento ed il termine di pressione, introducendo un errore trascurabile del 2-3 %, ottenendo

∫

∫

⋅−=

R

R

drrwuR

drruw

S

0

22

0

2

2

)2

1(

)(

ρρ

ρ (2.5)

Vi è inoltre una definizione dello swirl a partire dalla geometria e dalle portate

2

0

2

+=

mAm

m

A

drS

t

Ag ϑ

ϑπ (2.6)

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con r0 il raggio all’interno del bruciatore prima del convergente, dA il diametro del condotto dell’aria in prossimità dell’ugello, At l’area totale dei fori di iniezione dell’aria tangenziale, mt la portata massica dell’aria tangenziale e mA la portata massica dell’aria assiale. E' importante notare che è possibile legare Sg alle definizioni precedenti tramite una calibrazione[23]: noto Sg (i parametri sono tutti imposti) si risale allora a S2. Regimi di moto Al variare dello swirl, tipicamente si riconoscono due regimi di moto distinti. Per S < 0.4 si identificano flussi a basso numero di swirl: gli effetti principali sono l’aumento dell’ampiezza del getto (espansione radiale) e l’entrainment. Inoltre la velocità assiale decresce all’aumentare di S [20].

Figura 2.17 Campo di moto in regime subcritico Per bilanciare le forze centrifughe (conservazione della quantità di moto) si crea un gradiente di pressione radiale che comporta la formazione di una regione di depressione in prossimità dell’asse e di una zona con pressione maggiore di quella atmosferica ad una certa distanza. A causa della dissipazione viscosa le componenti tangenziale e assiale della velocità si riducono rapidamente spostandosi lungo l’asse, lungo il quale si crea un gradiente di pressione positivo. All'aumentare del grado di swirl (oltre un valore di 0.6) l'intensificarsi dei gradienti assiali e radiali che si creano in prossimità della zona di efflusso genera una zona di ricircolazione di forma toroidale del flusso assiale detta CTRZ (Central Toroidal Recirculation Zone).


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Figura 2.18 Campo di moto in regime supercritico Nel caso di getti confinati, come nelle camere di combustione, si genera anche un’altra zona di ricircolazione chiamata Corner Recirculation Zone (CRZ). La CRZ è causata appunto dalla presenza delle pareti e dall’entrainment; trascinamento dovuto alla viscosità dei gas che si muovono nella bolla di ricircolazione centrale e tendono a trascinare l’aria confinante con la CTRZ stessa.

Figura 2.19 Schema di CTRZ e CRZ in un flusso confinato ad alto numero di swirl

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Questa configurazione del campo di moto ha un ruolo fondamentale nei processi di combustione: la bolla di ricircolazione centrale di forma toroidale induce il rapido mescolamento dei reagenti e ancora la fiamma vicino all’ugello così da garantire la stabilizzazione del processo di combustione [8-9]. Inoltre favorisce l’aumento di temperatura e porta sostanze radicaliche in contatto con la miscela fresca. La zona di ricircolazione angolare CRZ trascina i gas combusti a contatto con la miscela fresca, riscaldando i reagenti e teoricamente favorendo la riduzione di NOx.

Figura 2.20 Rappresentazione di un flusso confinato in camera di combustione

2.2.2 Fenomeni di instabilità I fenomeni di instabilità osservati nei flussi ad elevato numero di swirl, Vortex breakdown e Precessing vortex core (PVC), sono strettamente legati al Re e al numero di swirl S. Vortex breakdown Un flusso a S>0.6 si mantiene stabile per numeri di Reynolds bassi, ma superato un valore critico, indicativamente Re >2000, comincia a manifestarsi la prima forma di instabilità, una piccola bolla chiusa di ricircolazione sull’asse di simmetria, che scompare e riappare in tempi brevi; questa è la prima forma di


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vortex breakdown, che al crescere del numero di Reynolds in si presenta diverse tipologie, di carattere assialsimmetrico, a spirale e a doppia elica.

Figura 2.21 Schematizzazione dello “spiral break down” Precessing vortex core La bolla di ricircolazione diventa stabile per Re dell’ordine di 18000 - 20000, superato il quale il flusso centrale comincia a precessionare attorno all’asse di simmetria; questo è il secondo tipo di instabilità, il precessing vortex core. Il PVC è dunque un fenomeno tridimensionale, caratteristico di elevati Re e S, e periodico, associato ad una frequenza caratteristica. 2.2.3 Influenza dello Swirl sulla stabilità della fiamma Importanti risultati riguardo l'influenza dello swirl sulla stabilità della fiamma sono stati conseguiti da Feikema, Chen e Driscoll [22]. E' possibile ricondurre l'estinzione per blowout in fiamme swirlate a tre modalità: eccessiva velocità del getto centrale (combustibile), eccessivo swirl o aria esterna, swirl troppo basso per il quale sparisce il vortice di ricircolazione. Allo swirl sono legati quattro differenti meccanismi. Per primo, tale condizione è stabilizzante poichè aumenta la velocità di combustione turbolenta ( infatti le fluttuazioni di velocità possono diventare tre volte maggiori) e il vortice di ricircolazione accresce le zone dove vi è una premiscelazione tra combustibile e aria. Questo stesso vortice agisce come sorgente di calore, forzando i prodotti a mescolarsi con i reagenti: aumenta il tempo di residenza durante il quale coesistono combustibile, aria e prodotti. Lo swirl inoltre crea attraverso il caratteristico moto, dei punti di ristagno che possono diventare punti di attacco della fiamma, allo stesso tempo il vortice riduce la velocità del getto centrale abbassando la fiamma (figura 2.22). Un quarto effetto è che aumentando il grado di swirl, si crea un gradiente di velocità tangenziale che raffredda convettivamente la fiamma: ne consegue che vi è un

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limite oltre il quale l'effetto diventa destabilizzante, soprattutto con fiamme magre.

Figura 2.22: La velocità del getto centrale Uj viene ridotta (Ucl) dalla velocità indotta dal vortice Uv[22]. 2.2.4 Combinazione della combustione a stadi con swirl Nel caso di iniettore assiale si è facile osservare come la fiamma presenti una zona centrale ricca causata dalla penetrazione del combustibile[23]. L’aumentare della turbolenza data dallo swirl tende a trasformare la fiamma in premiscelata ma crea zone a diverso Φ locale con temperature prossime alla stechiometrica favorendo la creazione di thermal NOx . Una possibile soluzione è data dalla staged combustion creata mediante il parziale premiscelamento di fuel e aria nel condotto di mandata del combustibile imponendo dei Φfuel [33]. Per rapporti di equivalenza compresi tra 1.4 e 2.4 una fiamma parzialmente premiscelata mostra una doppia struttura di fiamma [34]: appena fuori dall’ugello di efflusso si trova una prima fiamma premiscelata seguita a valle da una di diffusione creata dalla ricircolazione imposta dallo swirl che ne completa la combustione. La prossimità delle due zone varia in funzione dello swirl, che all’aumentare di S tende ad avvicinare le zone, rischiando così di renderle troppo vicine. La combustione a stadi realizzata in questa maniera è un particolare tipo di fuel staged senza il canale secondario di fuel: il condotto di


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mandata presenta molto fuel in eccesso che viene consumato unicamente nella seconda zona. In regime laminare gli effetti chimici sono separati da quelli convettivi mentre in regime turbolento non è così [34] Al variare di Φfuel varia anche il grado di penetrazione della fiamma in funzione del momentum ratio MR, che rappresenta il rapporto delle quantità di moto dell'aria coassiale esterna e del flusso di premiscelato.

Figura 2.23 Fiamme con swirl e diversi rapporti di premiscelamento e MR [33]

Al diminuire del rapporto Φfuel di premiscelamento la lunghezza di fiamma decresce significativamente e il colore cambia dal giallo che indica la presenza di particolato al blu segno di un migliore premiscelamento [33] ma diminuendolo eccessivamente, in [33] sotto a Φfuel = 3, l’alta temperatura data dalla reazione può innalzare la formazione di thermal NOx vanificando i vantaggi ottenuti con il premiscelamento. Il minimo ottenuto per si è dimostrato essere un minimo anche per CO evidenziando come può essere trovato un premiscelamento ottimale per ridurre l’impatto ambientale nelle fiamme swirlate [33]. I thermal NOx si creano perlopiù nella regione dopo la fiamma e perciò tempi di residenza maggiori comportano un incremento nella produzione di NOx [34]. I tempi di residenza aumentano molto al crescere del rapporto di equivalenza. Le emissioni di CO dipendono in misura maggiore dal metodo di miscelamento della fiamma piuttosto che dal rapporto di equivalenza.

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L’effetto combinato della staged combustion e dello swirl assume un’aspetto significativo ed è rilevante studiarne l’ottimo in funzione della riduzione di inquinanti. È infatti quello che si cerca di ottenere nelle prove sperimentali: il bruciatore è caratterizzato da un condotto centrale dove passa il flusso premiscelato d’aria e metano, e da un condotto esterno con ingressi d’aria assiale e tangenziale che garantiscono un moto di swirl. Ci si pone allora l’obiettivo di variare opportunamente i parametri in gioco ed eventualmente la geometria dell’ugello d’efflusso, per trovare delle condizioni caratterizzate da bassi valori di NOx.


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Apparato sperimentale

3.1 Introduzione

L’apparato sperimentale impiegato durante lo svolgimento dell’attività di tesi è costituito principalmente da tre gruppi di elementi:

- il bruciatore - le linee di alimentazione - la strumentazione di misura. In questo capitolo vengono analizzati i primi due elementi mentre gli strumenti di misura verranno descritti nel dettaglio nel capitolo successivo. Di seguito è riportata una vista d’insieme dell’apparato sperimentale.

Figura 3.1 Apparato sperimentale


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3.2 Bruciatore

Per l’attività sperimentale è stato utilizzato il bruciatore progettato da Farina e Tedde al Politecnico di Milano.[26] Si tratta di un modello in scala di laboratorio di un combustore aria - gas naturale caratterizzato da un moto di swirl generato da un’iniezione d’aria assiale e tangenziale. Il flusso premiscelato di aria e combustibile (o solo combustibile nel caso non premiscelato), passa in un condotto centrale per essere successivamente iniettato in una corrente d’aria coassiale dotata di moto di swirl. Variando il rapporto tra le portate di aria tangenziale e assiale è dunque possibile regolare il numero di swirl. Lo schema completo del bruciatore è riportato in figura 3.2

Figura 3.2 Schema completo del bruciatore [26]

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Figura 3.3 Bruciatore

3.2.1 Iniezione d’aria assiale L’aria proveniente dall’impianto di alimentazione, attraverso una serie di collegamenti giunge alla parte inferiore del bruciatore dove quattro tubi dal diametro 6 mm iniettano l’aria (Figura 3.2). La parte principale di questo blocco è il tubo d’acciaio dal diametro interno di 80 mm; alle sue estremità sono saldate le flange di collegamento agli altri elementi. L’aria, che entra longitudinalmente, impatta sul gas gun in modo da creare una migliore distribuzione su tutta la sezione del bruciatore. Il flusso procede dunque assialmente lungo il tubo; una piastra forata posta prima degli ingressi tangenziali ha lo scopo di regolarizzare il moto. In questa stessa zona sono presenti gli elementi per il centraggio del gas gun: tre viti equispaziate che attraverso tre piccoli fori filettati arrivano al gas gun. 3.2.2 Inseminante Sempre nella parte inferiore del bruciatore è presente l’ingresso per l’inseminante impiegato durante le misure di anemometria laser. L’ingresso è longitudinale ed è posto dopo la piastra forata e prima degli ingressi tangenziali. È importante ricordare che la portata proveniente dall’inseminatore è parte della portata complessiva: nell’impostare il flussimetro che regola la portata assiale bisogna dunque sottrarre quella dell’inseminante.


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3.2.3 Iniezione dell’aria tangenziale La componente d’aria tangenziale è fondamentale per generare il moto di swirl: in generale al crescere del rapporto aria tangenziale – aria assiale, aumenta il numero di swirl. L’aria viene iniettata attraverso otto ingressi laterali: quattro di diametro 3 mm posti a 38 mm dall’asse geometrico del condotto principale (la massima distanza consentita dalla geometria) e quattro di diametro 4 mm posizionati a una distanza di 20 mm dall’asse. Tale configurazione permette una migliore distribuzione del flusso.

Figura3.4 Gruppo di iniezione dell'aria tangenziale [26]

3.2.4 Distanziale Al di sopra degli ingressi tangenziali vi è un elemento cilindrico flangiato il cui scopo è quello di creare una zona precedente all’efflusso, per massimizzare la massa d’aria assiale coinvolta dal moto rotatorio.

Figura 3.5 Distanziale [26]

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3.2.5 Convergente Il condotto principale è caratterizzato nella seconda parte da una riduzione concentrica con lo scopo di rendere più uniforme il flusso all’ugello ed aumentare la convergenza tangenziale per la conservazione del momento. Questo convergente è lungo 120 mm, compresi il distanziale e le flangie per l’ancoraggio alla restante parte della struttura; porta il flusso d’aria a passare da un diametro di 80 mm a uno di 36 mm nella parte finale. Dopo il convergente è presente l’ugello. 3.2.6 Piano della camera di combustione La flangia di ancoraggio ha il compito di sostenere tutti gli altri elementi del bruciatore mediante un collegamento filettato presente nella sua parte inferiore; esso presenta inoltre una cava circolare necessaria per adagiare la camera di combustione.

Figura 3.6 Particolari della zona di efflusso

3.2.7 Gas gun Il gas gun è un tubo lungo 400 mm e di diametro interno 8 mm utilizzato per l’iniezione assiale del combustibile (o flusso premiscelato) in camera di combustione. Nella parte finale e di efflusso la geometria cambia a seconda delle diverse configurazioni.


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3.2.8 Anello di centraggio È un disco metallico forato nel centro utilizzato per verificare il centraggio del gas gun.

Figura 3.7 Disco di centraggio

3.2.9 Coperchio inferiore La parte inferiore del bruciatore è chiusa da una flangia che permette il passaggio del gas gun e dell’eventuale sonda della termocoppia, assicurando la tenuta viene tramite o-ring. 3.2.10 Distributore d’aria Questo elemento è necessario per garantire una distribuzione uniforme dell’aria ai quattro ingressi assiali; nella parte inferiore è posto il collegamento con il sistema di alimentazione dell’aria compressa mentre in quella superiore si dipartono i quattro tubi flessibili dell’aria che giungono agli agganci degli ingressi assiali.

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Figura 3.8 Distributore d'aria

3.2.11 Camera di combustione Le prove svolte a camera chiusa (ad esempio per la misura delle emissioni) sono state realizzate utilizzando una camera di combustione di geometria quasi-cilindrica coperta da una cappa metallica, i fumi sono poi raccolti dalla cappa di ventilazione. La cappa costituisce di fatto un’ostruzione e il campo fluidodinamico in camera ne è influenzato. La camera è di geometria quasi-cilindrica, gli accessi ottici richiesti dalle misure di anemometria laser non seguono la rotazione ma sono piatti. Gli accessi ottici sono uguali a due a due, le più grandi consentono un’escursione radiale maggiore del traslatore. Il volume della camera di combustione può essere aumentato ponendo un prolungamento cilindrico (diametro 200 mm per 300 mm di altezza) tra la camera e la cappa.


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Figura 3.9 Viste quotate della camera di combustione [26]

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Figura 3.10 Cappa quotata [26]

3.3 Linee di alimentazione

Vengono utilizzate le linee di alimentazione di aria e gas naturale, fornite dal laboratorio del Dipartimento di Energia. Linea del gas naturale Il gas naturale proviene dalla rete urbana alla pressione di circa 30 mbar relativi: non essendo tale valore sufficiente per la nostra attività, la pressione viene aumentata a 2.5 bar relativi tramite un compressore provvisto di opportuni filtri.


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Schematizzando la linea del gas naturale (figura 3.11) si possono mettere in evidenza i diversi elementi:

Figura 3.11 Schema della linea di gas naturale

1) Rubinetto; 2) Elettrovalvola per emergenza; 3) Rubinetto di regolazione; 4) Manometro; 5) Valvola riduttrice di pressione; 6) Manometro; 7) Rubinetto; 8) Filtro; 9) Misuratore e regolatore di portata di tipo termico f.s. 50 Nl/min,

Bronkhorst in flow digital.

Figura 3.2 Flussimetro Bronkhorst per il gas naturale

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Linea dell’aria L’aria in pressione è fornita dalla linea del laboratorio, la pressione all’uscita del compressore è pari a 7 bar. All’ingresso dell’impianto di controllo dell’aria è presente una valvola riduttrice di pressione con un manometro seguita da un filtro per eliminare possibili polveri o gocce d’olio presenti. In seguito la linea si biforca nei due condotti per gli ingressi dell’aria assiale e tangenziale, che, combinate, daranno origine al moto di swirl. I collegamenti tra l’impianto di alimentazione e il bruciatore sono effettuati mediante tubi con attacco rapido.

Figura 3.3 Schema della linea d'aria

1) Rubinetto; 2) Manometro; 3) Rubinetto di regolazione; 4) Manometro collegato al filtro a condensazione 5) Filtro a condensazione; 6) Filtro a condensazione; 7) Rubinetti 8) Misuratore e regolatore di portata di tipo termico f.s. 1000 Nl/min,

Bronkhorst in flow digital. 9) Misuratore e regolatore di portata di tipo termico f.s. 500 Nl/min,

Bronkhorst in flow digital.


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3.4 Flussimetro Bronkhorst per aria

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Tecniche di misura Nel corso del presente lavoro di tesi è stato necessario impiegare diverse tecniche di misura.

4.1 Misure di portata

I flussimetri impiegati nell’impianto di alimentazione garantiscono un’ottima accuratezza e stabilizzazione della portata [29] La necessità di misure molto accurate ha condotto allo sviluppo di misuratori elettronici, come quelli utilizzati nell’apparato sperimentale utilizzato. Il flussimetro massico spilla una definita e ben nota percentuale del flusso complessivo in un condotto nel quale è immesso un flusso di calore Q noto e originato da una resistenza elettrica mediante l’effetto Joule. Questo frazionamento della portata, detto bypass, consente di misurare portate elevate con un misuratore piccolo ed economico, si ricorre a un solo piccolo tubo in cui entrano flussi laminari sull’intero campo di misura dello strumento [28]. A valle e a monte della resistenza sono state posizionate due termoresistenze collegate a un ponte di Wheatstone, mediante le quali si misura la variazione di temperatura del fluido prima e dopo l’immissione dell’energia termica. Da questa differenza, ipotizzando noto il calore specifico del gas cp, è possibile ricavare la portata massica grazie alla relazione:

TcmQ p∆= & (4.1)

Con Q il flusso di calore, la portata massica, cp il calore specifico del gas e ∆T la variazione di temperatura [27].

Tecniche di misura

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Figura4.1 Schema di funzionamento del flussimetro massico [4]

Questo sistema di misura è indipendente dalle caratteristiche del fluido a monte e a valle del flussimetro, in particolar modo dalla pressione; ma ogni flussimetro è però tarato per un apposito gas in quanto il calore specifico varia al variare del tipo di fluido e al variare delle caratteristiche termodinamiche del fluido stesso. Nella pratica operando in campi di pressione e temperatura non troppo elevati si può ritenere il calore specifico costante senza commettere un errore sensibile. Nel caso si desideri utilizzare un flussimetro tarato per un gas con un diverso tipo di gas è possibile introdurre il fattore di conversione K, funzione della densità ρ e del calore specifico a pressione costante cp del gas di calibrazione e del gas utilizzato per le prove:

K= ρ cp (4.2) Le portate del gas di calibrazione e del gas usato, Qcal e Qus, sono legate tramite la relazione [30]:

calusp

calpcal

us

calus Q

c

cQ

K

KQ

=

=

)(

)(

ρρ

(4.3)

Questi flussimetri non sono affetti da cambiamenti di pressione o temperatura e possono utilizzare qualsiasi tipo di gas filtrato. I pregi principali sono la flessibilità, la facile manutenzione, l’eccellente sensibilità alle basse portate e l’accuratezza, tipicamente dell’1% del fondo scala. La risposta al gradino per questi strumenti mostra un tempo di andata a regime al 2% di circa 1 s [28]. È necessario tuttavia che i gas misurati siano filtrati in modo ottimale in quanto i flussimetri massici sono molto sensibili a qualsiasi tipo di impurità che potrebbe depositarsi nel canale di trafilamento in cui avviene la misura e alterarla significativamente.

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4.2 Misura di inquinanti

I gas combusti vengono analizzati secondo la metodologia detta Extractive monitoring system, ovvero del tipo a estrazione. Il sistema è dotato di una sonda tubolare dal diametro di 10 mm e dalla lunghezza di 4 metri, che viene collegata alla cappa del bruciatore. La sonda è riscaldata a circa 115-120 °C per mantenere i gas prelevati ad alta temperatura onde evitare la formazione di condensa di vapore d’acqua, che agevolerebbe le reazioni tra i gas da esaminare, provocandone un cambiamento di composizione durante il tragitto all’analizzatore. La calibrazione degli strumenti di misura avviene tramite l’utilizzo di miscele di gas di riferimento contenute in apposite bombole collegate al sistema.

Figura4.2 Schema linea analisi inquinanti

Giunti all’analizzatore i gas sono raffreddati al di sotto del punto di rugiada per far condensare il vapore acqueo, che viene immediatamente separato e scartato. L’analizzatore permette di individuare i seguenti composti:

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• CO

• CO2

• O2

• UHC

• NOx

I principali NOx sono NO2 e NO, tutti gli altri ossidi d’azoto sono presenti in quantità trascurabili. 4.2.1 Misure di CO, CO2 e CO2 Per le misure di concentrazione di CO, CO2 e O2 è stato utilizzato un analizzatore modello 300 prodotto dalla California Analytical Instruments Inc [32]. Questo strumento è diviso in due parti:

• unità per la misura delle concentrazioni di monossido e biossido di carbonio

• unità per la misura delle concentrazioni di ossigeno molecolare La prima componente si basa sul principio di misura dell’infrarosso o meglio NDIR (non dispersive infrared), il quale afferma che ogni componente di una specie gassosa mostra un’unica linea di spettro di assorbimento della banda dell’infrarosso. Lo strumento è costituito da una sorgente di luce infrarossa, un modulatore a disco rotante (chopper), una cella in cui viene convogliato il gas da analizzare, una doppia cella riempita con una miscela contenente il gas da rilevare e un sensore che esegue la misura.

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Figura4.3 Analizzatore mod.300

Il fascio di radiazione nell’infrarosso viene modulato dal chopper e attraversa la cella di misura. Il gas da analizzare assorbe parte dell’energia del fascio che, subito dopo, attraversa le due celle del sensore in cui si trova il gas campione. L’energia residua, assorbita dal gas di riferimento, è proporzionale alla concentrazione della sostanza da rilevare. Si instaura infatti una differenza di pressione tra le due celle (front and rear chambers) che provoca un modesto flusso di gas attraverso il condotto che le collega. La portata che fluisce tra le due camere viene quindi convertita in segnale elettrico. La seconda unità fornisce invece la misura della concentrazione di ossigeno molecolare. Viene sfruttata la suscettibilità paramagnetica del campione di gas mediante una cella di misura a magnete dinamico. La cella di misura consiste in un “manubrio” con due sfere alle estremità contenenti un gas diamagnetico (azoto) la cui temperatura viene mantenuta elettricamente a 50°C. Maggiore è la concentrazione di ossigeno, più grande è la deflessione del manubrio dalla sua posizione di equilibrio. La deflessione viene rilevata da un sistema ottico collegato ad un amplificatore. Sul materiale magnetico viene avvolta un bobina nella quale passa corrente. Il passaggio di corrente riporta il manubrio nella posizione originale e la sua intensità è direttamente proporzionale alla percentuale di ossigeno presente nel gas da analizzare. 4.2.2 Misure di NOx Riguardo agli ossidi d’azoto la misura avviene tramite un analizzatore della California Analytical Instrument Inc. mod. 4000 [32]. Questo strumento sfrutta la chemiluminescenza, tecnica molto diffusa e affidabile per le misure di azoto. L’NO è fatto reagire con dell’ozono e avviene la reazione:

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hvONOONO ++→+ 223 (4.4) Circa il 10% di NO2 prodotto si trova in uno stato elettronicamente eccitato e la transizione verso uno stato normale comporta una emissione di luce, con una lunghezza d’onda che varia tra 600 e 300 nm, dovuta alla perdita di energia delle molecole. L’intensità dell’emissione luminosa è proporzionale alla portata massica di ossido di azoto nella camera di reazione e l’emissione è misurata con un tubo fotomoltiplicatore e dall’elettronica ad esso associata. A pressione atmosferica la perdita di energia di NO2 avviene prevalentemente tramite urti piuttosto che con l’emissione luminosa così questo strumento opera a basse pressioni. Il numero di urti è molto ridotto ed è massimizzata l’emissione di luce inoltre a basse pressioni l’effetto di quenching dato da altri gas quali la CO2 è trascurabile. L’ozono è generato partendo da aria secca o ossigeno mediante una lampada ad alta energia, che assicura una produzione continua di O3 a bassa temperatura di lavoro. Questo metodo esclude la produzione di ossido di azoto dall’azoto presente nell’aria fornita all’ozonizzatore.

Figura 4.4 analizzatore mod. 4000

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4.2.3 Misure di L’analizzatore di idrocarburi è essenzialmente costituito da due elementi: una pompa interna riscaldata e un forno a temperatura regolabile (da 60 a 200°C)[32]. Tutti i componenti a contatto con il campione di misura sono mantenuti alla temperatura di impostazione del forno. La misura è effettuata in virtù del principio di ionizzazione di fiamma (FID: flame ionization detection). Il forno contiene la pompa e un bruciatore di piccole dimensioni nel quale una piccola fiamma viene accesa e sostenuta da un flusso d’aria e idrogeno. Il getto del bruciatore viene utilizzato come un elettrodo, e viene collegato al polo negativo di un generatore di potenza. Un ulteriore elettrodo, chiamato collettore, viene collegato ad un amplificatore elettronico ad alta impedenza. I due elettrodi stabiliscono un campo elettrostatico; quando un campione di gas proveniente dai fumi di scarico viene introdotto nel bruciatore, viene ionizzato nella fiamma e il campo elettrostatico fa migrare le particelle (ioni) verso i rispettivi elettrodi. Si genera così una piccola corrente che viene misurata ed è proporzionale alla concentrazione di idrocarburi presenti nel campione.

Figura 4.5 Analizzatore UHC

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4.3 Misura del campo fluidodinamico

Velocimetria da immagini di particelle (PIV) La velocimetria da immagini di particelle, spesso nota con il termine PIV (particle image velocimetry) rappresenta una metodologia non intrusiva per la caratterizzazione fluidodinamica del campo di moto di un fluido[25,36,37]. Essa consente di misurare istantaneamente il campo di velocità bidimensionale di una regione di fluido illuminata da una lama di luce. Il principio di funzionamento consiste nell'inseminare opportunamente il flusso tramite particelle in grado di seguirne il moto e illuminarlo per mezzo di una sorgente luminosa (laser) caratterizzata da una serie di doppi impulsi separati da un intervallo di tempo inversamente proporzionale alla velocità della corrente fluida. Una lente cilindrica provvede a trasformare il fascio luminoso in una lama di luce in modo da illuminare un piano caratteristico del campo di moto. La luce diffusa dalle particelle viene raccolta da un sistema ottico di ricezione (telecamera); se gli impulsi di luce sono sufficientemente brevi, l'immagine acquisita rivela la posizione delle particelle nei due istanti corrispondenti ai due impulsi(figura 4.6). Le immagini ottenute vengono digitalizzate e in seguito analizzate utilizzando un software di auto-correlazione o cross-correlazione, a seconda della tipologia di elaborazione adottata. Ne risulta un diagramma bidimensionale del campo di moto istantaneo, relativo alla regione illuminata dal fascio di luce. La velocimetria da immagini di particelle fornisce dunque una misura discretizzata del campo di moto istantaneo in un piano, i cui valori sono il risultato di medie spaziali eseguite sulle singole aree di interrogazione. Permette inoltre di ottenere informazioni sulla vorticità e sulle scale spaziali di turbolenza e di effettuare misure indipendenti dalle condizioni chimico fisiche dei gas, per contro ha come limiti una moderata risoluzione, sequenze temporali e accessi ottici non facili e necessita di elevate concentrazioni di traccianti solidi.

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Figura 4.6 Schematizzazione della tecnica PIV[37]. 4.3.1 Acquisizione delle immagini I passaggi fondamentali nella realizzazione di misure tramite tecnica PIV consistono nell'acquisizione delle immagini e nella successiva elaborazione. L’apparato sperimentale necessita di una sorgente in grado di generare un doppio impulso tale da congelare la posizione delle particelle in due istanti successivi: per questo motivo l’utilizzo di un laser pulsato garantisce una maggiore efficienza. Dal momento che quasi tutti i campi di moto sono tridimensionali, la qualità delle immagini è fortemente legata alla precisione con cui viene allineato il laser. Inoltre lo spessore del fascio necessita di tre proprietà: 1 deve essere circa costante su tutto il piano di misura; 2 deve essere più sottile della profondità di campo, in tal modo è garantita la messa a fuoco;

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3 deve essere superiore allo spostamento delle particelle nella direzione normale alla lama di luce in modo da ridurre la perdita di particelle dal volume illuminato, causa del rumore di fondo. 4.3.2 Elaborazione delle immagini L’elaborazione delle immagini consente di determinare il campo di moto istantaneo nella regione di misura. L’analisi prevede la suddivisione di un’immagine in una griglia di aree di interrogazione e la successiva valutazione degli scostamenti tra le posizioni assunte da una particella negli istanti corrispondenti ai due impulsi di luce, relativamente a ciascuna area. Definendo tali scostamenti ∆x e ∆y è possibile valutare le componenti di velocità Ux e Uy, noto l’intervallo di tempo tra due impulsi ∆t e il rapporto di ingrandimento del sistema ottico M:

Ux = ∆x/(M ∆t) (4.5) Uy = ∆y/(M ∆t) (4.6)

L’elaborazione delle immagini è effettuata tramite due diverse tipologie di correlazione numerica: auto-correlazione: utilizzata se si dispone di una singola immagine bi-esposta: cross-correlazione: quando si hanno due immagini distinte del campo di moto, ciascuna relativa ad un singolo impulso di luce. Nelle nostre analisi è stata utilizzata questa seconda tecnica. Il procedimento di calcolo della funzione di cross-correlazione consiste in una trasformata di Fourier bidimensionale delle funzioni di intensità luminosa delle due immagini, una moltiplicazione della trasformata di una funzione per la complessa coniugata dell’altra ed infine una trasformata inversa del prodotto. Il risultato presenta un solo picco, la cui distanza dall’origine della coordinata spaziale determina il vettore velocità. L’utilizzo della funzione di cross-correlazione rende possibile la valutazione di un range di velocità decisamente più vasto rispetto al caso dell’auto-correlazione e riduce gli errori relativi al rumore di fondo. È inoltre possibile raffinare questa analisi con una correlazione adattiva, che segue nelle singole aree di interrogazione, il moto medio delle particelle.

Capitolo 4

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Figura 4.7 Camera (a) e laser (b) allestiti per le misure PIV. 4.3.3 Sistema di misura Il sistema utilizzato è costituito dal laser, dall’ottica di ricezione, dal sincronizzatore e dal sistema di acquisizione e elaborazione delle immagini (figura 4.7) La sorgente impiegata per generare i fasci di luce è un laser pulsato Quanta System ad elevata energia (circa 200 mJ). L’ottica di ricezione è una camera digitale Hamamatsu C8484-05CP e ha il compito di catturare la posizione iniziale e finale delle particelle per poter calcolare spostamento e velocità. La camera è posizionata perpendicolarmente al fascio laser ed acquisisce la luce diffusa dalle particelle come un segnale luminoso su sfondo nero. La videocamera è composta da una matrice di pixels che funzionano come fotodiodi, ovvero trasformano un segnale luminoso in elettrico, e da una matrice di celle di immagazzinamento in cui il segnale viene memorizzato in forma elettrica. Questo viene fatto per la prima e la seconda immagine, in seguito i dati vengono trasferiti alla memoria dell’elaboratore che ne effettua la correlazione. Il sincronizzatore permette di regolare la velocità di acquisizione della telecamera e gli impulsi del laser in modo da ottenere un’appropriata immagine del campo di moto. Il controllo avviene attraverso un’interfaccia con il

Tecniche di misura

66

computer, rendendo possibile gestire l’energia e la durata di un singolo impulso, e la separazione tra due impulsi successivi. Le immagini ottenute, vengono dunque acquisite e analizzate attraverso il programma DynamicStudio della Dantec, che permette sia l’acquisizione e il processing, sia il post-processing e presentazione. Elaborando opportunamente le immagini (filtraggio, bilanciamento) è possibile effettuare la correlazione adattiva e tramite le necessarie validazioni (lunghezza, picco) ottenere i vettori di velocità del campo di moto. 4.3.4 Inseminante Le misure del campo di moto tramite PIV richiedono l’utilizzo di un tracciante, ovvero di goccioline praticamente sferiche sospese nel flusso. Queste particelle devono rispondere a una serie di caratteristiche: - seguire fedelmente il flusso - riflettere la luce - non essere tossico - resistere alle alte temperature ne caso di misure a caldo L’inseminante deve consistere di particelle abbastanza piccole da seguire le fluttuazioni di velocità alle più alte frequenze. Sebbene le goccioline subiscano anche la forza di gravità e quella derivante dall’agitazione termica delle molecole, queste sono trascurabili rispetto alla forza di trascinamento del fluido. Nelle prove effettuate è stato utilizzato un olio di vaselina, poiché si è scelto di effettuare prove a freddo, ovvero analizzare il campo di moto senza fiamma. Le particelle sono ottenute con un nebulizzatore ad aria compressa seguito da un separatore a ciclone così da permettere il passaggio solo alle gocce più piccole. Nel nebulizzatore l’olio è aspirato per effetto di una depressione causata dal getto di aria compressa e poi rotto in tante gocce, quelle più grosse non superano il separatore a ciclone, che permette il passaggio solo a quelle di dimensione micrometrica.

Capitolo 4

67

Figura 4.8 Schema del nebulizzatore

Il flusso d’aria per la nebulizzazione proviene dalla stessa linea dell’aria assiale e tangenziale. Ipotizzando trascurabile la portata di inseminante rispetto al flusso totale, è possibile mantenere costante la portata totale sottraendo dall’aria assiale lo stesso quantitativo utilizzato per nebulizzare i traccianti. Per le misure del campo di moto si è scelto di inseminare il flusso esterno al gas gun poiché è il flusso caratterizzato dal moto di swirl. Questo comporta la presenza di zone “buie” centrali all’interno delle immagini, ma anche una migliore accuratezza nelle regioni di mescolamento e caratterizzate dai vortici. In alternativa sarebbe possibile inseminare il flusso centrale o entrambi con differenti traccianti. La portata di metano all’interno del gas gun è stata sostituita dalla corrispettiva quantità d’aria, ottenuta imponendo la conservazione del momento delle quantità di moto MR.

Tecniche di misura

68

4.3.5 Sistema di riferimento Per indagare il campo fluidodinamico d’interesse l’ottica è posta su un traslatore, che permette ampie escursioni nelle tre direzioni cartesiane. Nello svolgere le misure, viene considerato il riferimento ad assi cartesiani indicato in figura. In particolare, il flusso esce lungo z, la lama laser è contenuta nel piano x-z, mentre l’ottica è allineata lungo y e dunque perpendicolarmente a x-z.

Figura 4.9 Sistema di riferimento utilizzato

Capitolo 5

Prove con bruciatore assiale 5.1 Geometria del bruciatore Il bruciatore assiale (figura 5.1) presenta uno svaso negli ultimi 4 cm passando da 8 mm di diametro interno a 13. Le dimensioni esterne sono costanti: 15 mm di diametro. Questo ugello viene posizionato alla stessa altezza del condotto esterno.

Figura 5.1: Spaccato quotato (a) e rappresentazione tridimensionale della parte finale (b) del bruciatore assiale. La tipica fiamma è mostrata in figura 5.2, dove si nota il cambiamento nel passare da una fiamma completamente diffusiva, a una premiscelata intermedia, fino alla condizione prossima allo spegnimento.

Prove con bruciatore assiale

70

Figura 5.2 Morfologia della fiamma nel passare dalla condizione di alimentazione non premiscelata, a premiscelata con Φpremix = 10 e Φpremix = 2. 5.2 Rilevamento delle emissioni A titolo di esempio riportiamo in tabella 5.1 i rilevamenti delle emissioni della prova a Sg 4.05 e Φ 0. 59.

Tabella 5.1 Rilevamenti delle emissioni della prova a Sg 4.05 e Φ 0. 59.

portata Ax

portata Tg

portata premix phi CO2 CO O2 NOx

[Nl/min] [Nl/min] [Nl/min] premix [%] [%] [%] [ppm]

150 90 4 35.70 5.03 0.02 12.10 20.30 145 87 12 11.90 5.05 0.02 12.00 24.00 140 84 20 7.14 5.04 0 12.1 30 135 81 28 5.10 5.00 0.00 12.10 30.40 130 78 36 3.97 4.90 0.00 12.30 32.00 125 75 44 3.25 4.73 0.00 12.60 31.80 120 72 52 2.75 4.74 0.00 12.60 32.00

Innanzitutto si osserva come elevate variazioni nelle emissioni di NOx non generino forti oscillazioni nelle concentrazioni di CO e CO2 : il monossido di carbonio rimane infatti sotto livelli accettabili. La riduzione di CO2 invece

Capitolo 5

71

dovrebbe indicare una riduzione dell’efficienza. Inoltre le concentrazioni di O2 rimangono circa costanti perché il Φ globale è invariato. Dalle prove effettuate si nota come effettivamente si è riusciti a lavorare con portate elevate di premiscelato (e dunque Φpremix minori) ma non si sono raggiunte le diminuzioni di NOx desiderate. In particolare analizzando l’andamento degli NOx con il Φpremix si osserva come le emissioni aumentino molto dalla condizione iniziale con solo metano ovvero a Φpremix infinito (indicatore quadrato vuoto) (figura 5.3 ). Nelle prove in condizioni più stabili si nota un successivo e repentino abbassamento a bassi Φpremix (figura 5.4). Tale diminuzione però non consente di raggiungere i valori iniziali in assenza di premiscelamento.

φφφφ 0.48 ; S g 4.61

C onc entraz ione NOx - φφφφ p re mix

80.00

90.00

100.00

110.00

120.00

130.00

140.00

150.00

160.00

170.00

180.00

0.00 2.00 4.00 6.00 8.00 10.00 12.00 14.00

ФФФФ

premix ed

co

nc

en

tra

zio

ni

[mg

/Nm

^3

]

Figura 5.3 Emissioni di NOx al variare del Φpremix nel caso di Φ 0.48 e Sg 4,61. I grafici in funzione del Φpremix vanno letti a partire da valori elevati di Φ verso lo 0.


72

φφφφ 0.62 ; S g 10.37

C onc entraz ione NOx - φφφφpre mix

50.00

70.00

90.00

110.00

130.00

150.00

170.00

0.00 2.00 4.00 6.00 8.00 10.00 12.00

Ф Ф Ф Ф

pre mix e d

co

nc

en

tra

zio

ni

[mg

/Nm

^3

]

Figura 5.4: Emissioni di NOx al variare del Φpremix nel caso di Φ 0.62 e Sg 10,37. 5.2.1 Effetto dello swirl Nei seguenti grafici sono raccolte le prove con uguale Φ globale. Questo permette di osservare l’effetto di diversi numeri di swirl: innanzitutto il valore degli NOx nel caso non-premiscelato aumenta al diminuire dello swirl. All’aumentare del Φpremix le emissioni aumentano e i valori massimi sono all’incirca costanti, ma vengono raggiunti più velocemente nel caso di bassi swirl. All’aumentare di questo parametro, la successiva diminuzione diventa più marcata (figura 5.5) .

Capitolo 5

73

φφφφ 0,48 NOx - φ φ φ φ premix

0.00

20.00

40.00

60.00

80.00

100.00

120.00

140.00

160.00

0.00 2.00 4.00 6.00 8.00 10.00 12.00 14.00 16.00 18.00

φφφφ premix

NO

x [m

g/N

m^3

]

Sg = 4,61

Sg = 7,2

Sg = 10,37

Figura 5.5 Emissioni di NOx al variare del Φpremix per Φ 0.48, per differenti numeri di swirl.

φφφφ 0,62 NOx - φφφφ premix

0.00

20.00

40.00

60.00

80.00

100.00

120.00

140.00

160.00

180.00

0.00 2.00 4.00 6.00 8.00 10.00 12.00 14.00 16.00 18.00

φφφφ premix

NO

x [m

g/N

m^3

]

Sg = 4,61

Sg = 10,37

Figura 5.6 Emissioni di NOx al variare del Φpremix per Φ 0.62.


74

Le stesse considerazioni si possono fare osservando le variazioni in funzione della portata di premiscelato (figure 5.7 e 5.8).

φ φ φ φ 0,48 NOx - portata premix

0.00

20.00

40.00

60.00

80.00

100.00

120.00

140.00

160.00

0.00 10.00 20.00 30.00 40.00 50.00 60.00 70.00 80.00

portata [Nl/min]

NO

x [m

g/N

m^3

]

Sg = 4,61

Sg = 7,2

Sg = 10,37

Figura 5.7 Emissioni di NOx al variare della portata di premiscelato, nel caso di Φ 0.48, per differenti numeri di swirl.

Capitolo 5

75

φφφφ 0,62 NOx - portata premix

0.00

20.00

40.00

60.00

80.00

100.00

120.00

140.00

160.00

180.00

0.00 20.00 40.00 60.00 80.00 100.00

portata [Nl/min]

NO

x [m

g/N

m^3

]

Sg = 4,61

Sg = 10,37

Figura 5.8 Emissioni di NOx al variare della portata di premiscelato, nel caso di Φ 0.62, per differenti numeri di swirl. 5.2.2 Effetto del Φ globale Si può osservare come a Φ globale maggiore corrisponda nel caso di solo metano, senza premix, un valore di NOx minore. All’aumentare del Φpremix si nota come le curve caratterizzate da Φ maggiori raggiungano valori di NOx più elevati e più rapidamente (figure 5.9 5.10 5.11). Le curve inoltre si incrociano in un solo punto e questo è apprezzabile anche valutando l’andamento al variare del premiscelato (figura 5.12). Si nota ancora come all’aumentare dello swirl la pendenza sia minore ma il picco finale sia più accentuato.


76

Sg 4,61 NOx - φφφφ premix

0.00

20.00

40.00

60.00

80.00

100.00

120.00

140.00

160.00

180.00

0.00 2.00 4.00 6.00 8.00 10.00 12.00 14.00 16.00 18.00

φφφφ premix

NO

x [m

g/N

m^3

]

phi = 0,62

phi = 0,48

Figura 5.9 Effetto del Φ sugli NOx al variare del Φpremix, nel caso di Sg 4.61.


0.00

20.00

40.00

60.00

80.00

100.00

120.00

140.00

160.00

180.00

0.00 2.00 4.00 6.00 8.00 10.00 12.00 14.00 16.00 18.00

φφφφ premix

NO

x [m

g/N

m^3

]

phi = 0,71

phi = 0,38

phi = 0,48

Figura 5.10 Effetto del Φ sugli di NOx al variare del Φpremix, per Sg 7.2.

Capitolo 5

77


0.00

20.00

40.00

60.00

80.00

100.00

120.00

140.00

160.00

180.00

0.00 2.00 4.00 6.00 8.00 10.00 12.00 14.00 16.00 18.00

φφφφ premix

NO

x [m

g/N

m^3

]

phi = 0,48

phi = 0,62

Figura 5.11 Effetto del Φ sulle emissioni di NOx al variare del Φpremix.

Sg 7,2 NOx - portata premix

0.00

20.00

40.00

60.00

80.00

100.00

120.00

140.00

160.00

180.00

0.00 10.00 20.00 30.00 40.00 50.00 60.00 70.00

portata [Nl/min]

NO

x [m

g/N

m^3

]

phi = 0,71

phi = 0,38

phi = 0,48

Figura 5.12 Effetto del Φ sugli NOx al variare della portata di premiscelato.


78

NOx - ΦΦΦΦpremix

10.00

20.00

30.00

40.00

50.00

60.00

70.00

80.00

90.00

0.00 2.00 4.00 6.00 8.00 10.00 12.00 14.00 16.00

ΦΦΦΦ premix

NO

x [p

pm]

Sg 10.37 phi 0.48

Sg 7.2 phi 0.48

Sg 4.61 phi 0.48

Sg 10.37 phi 0.62

Sg 4.61 phi 0.62

Sg 7.2 phi 0.24

Sg 7.2 phi 0.38

Sg 7.2 phi 0.71

Sg 7.2 phi 0.21

Sg 7.2 phi 0.28

Sg 4.05 phi 0.58

Sg 4.05 phi 0.59

Sg 4.05 phi 0.59

Figura 5.13 Emissioni di NOx al variare del Φpremix per tutte le prove effettuate. Raggruppando tutti i risultati è possibile distinguere due tendenze distinte: un elevato aumento a partire da bassi valori di NOx (curve in basso a destra in figura 5.13) e un andamento circa costante (in alto). Caratteristica interessante è la convergenza di tutte le curve nel punto di massimo, a circa Φpremix = 2, seguito da una rapida diminuzione delle emissioni per valori inferiori. Gli abbattimenti più significativi si raggiungono con un Sg di 7.2 e un Φ di 0.21 (curva blu), ma in ogni caso i valori di NOx misurati in condizione di premix sono sempre superiori ai valori iniziali della fiamma non-premiscelata.

Capitolo 5

79

5.2.3 Momentum ratio Nel caso di bruciatore con flussi coassiali è significativo il parametro momentum ratio MR, che rappresenta il rapporto delle quantità di moto dell'aria coassiale esterna e del flusso di gas premiscelato:

jjjj

aaaa

VAV

VAV

Mj

MaMR

⋅⋅

==)(

)(

ρρ

(6.1)

dove ρ è la densità, V la velocità, A l’area d’efflusso e i pedici indicano il flusso esterno d’aria (a) e il getto centrale di premiscelato (j). La densità e la velocità del di quest’ultimo sono calcolate con la media pesata del flusso d’aria e di combustibile. Il momentum ratio è un indicatore del grado di penetrazione del getto centrale nella corrente di aria coassiale [23]. Mettendo in scala logaritmica le emissioni di NOx rispetto al momentum ratio MR si nota come le curve assumano un andamento crescente al diminuire del valore del MR(figura 5.14 ). Infatti la diminuzione del MR è legata all’aumento della portata di premiscelato: questo cambia la natura della fiamma perché si passa da una fiamma diffusiva ad una premiscelata e questo comportamento caratterizza anche il leggero abbassamento finale per valori di Ma/Mj < 1 (figura 2.2). Il valore Ma/Mj ≅ 1 corrisponde a valori di Φ premix compresi tra 2 e 3 e quindi alle condizioni di massima produzione di NOx. Facendo riferimento agli esperimenti di Minakawa e Yuasa [38], è possibile approssimare questo andamento come lineare nel campo Ma/Mj >1 (figura 5.14). Confrontando le figure 5.14 e 5.15 si nota che nel nostro caso la pendenza è minore.


80

Sg 10.37 ; φφφφ 0.62NOx - Momentum ratio

1

10

100

0 1 10 100

Ma/Mj

NO

x [p

pm]

Datisperimentali

Interpolazionedatisperimantali

Figura 5.14 Andamento e interpolazione del momentum ratio nel caso di Sg 10.37 e Φ 0.62.

Figura 5.15: Andamento del momentum ratio ricavato dagli studi di Minakawa e Yuasa [38].Gli iniettori indicati differiscono per la geometria.

Capitolo 5

81

Riunendo assieme tutti gli andamenti si può notare come siano abbastanza allineati (figura 5.16 ), come riportato anche negli esperimenti di Minakawa e Yuasa [38] (figura 5.15). La differenza principale sta nella pendenza delle curve che nel nostro caso è molto minore: questo si traduce in un minore abbattimento di emissioni all’aumentare del MR, ovvero al diminuire del Φpremix. Infatti valori elevati di MR indicano un maggior momento della quantità di moto del flusso esterno rispetto a quello interno, che si traduce in un maggior e più rapido mescolamento. Si può notare inoltre come le curve con maggiore pendenza (in basso a destra) siano quelle caratterizzate da un Φ globale maggiore (0.59, 0.62, 0.71) mentre per Φ inferiori (0.24, 0.21) l’andamento è circa costante. Si osserva inoltre come tutte le curve convergano in un punto di massimo, in prossimità di 1, per poi diminuire, in accordo con i risultati riportati in letteratura (figura 5.15)[38] .

Momentum ratio

10

100

0 1 10 100 1000

Ma/Mj

NO

x [p

pm]

Sg 10.37 phi 0.48

Sg 7.2 phi 0.48

Sg 4.61 phi 0.48

Sg 10.37 phi 0.62

Sg 4.61 phi 0.62

Sg 7.2 phi 0.24

Sg 7.2 phi 0.38

Sg 7.2 phi 0.71

Sg 7.2 phi 0.21

Sg 7.2 phi 0.28

Sg 4.05 phi 0.58

Sg 4.05 phi 0.59

Sg 4.05 phi 0.59

Figura 5.16 Andamento degli NOx in funzione del momentum ratio per tutte le prove effettuate.


82

Nel caso del nostro bruciatore bisogna ricordare che la combustione non è soggetta al solo effetto fluidodinamico (attraverso il MR), ma anche alla variazione della natura della fiamma attraverso il Φpremix: tra questi due parametri vi è una forte dipendenza. Ad esempio, correlando MR e Φpremix, sempre utilizzando scale logaritmiche, si nota come l’andamento sia circa costante per tutte le prove: all’aumentare del rapporto metano – aria del premiscelato aumenta il rapporto Ma/Mj. Si può osservare che lavorando con Φ globali minori, si possono raggiungere pari condizioni di MR con Φpremix più bassi. Inoltre si nota come il punto di minimo del MR ricada attorno a 1 e in corrispondenza del minimo Φpremix 2, riassumendo quanto esposto nei paragrafi precedenti. In particolare si può apprezzare l’effetto del Φ isolando le prove con uguale swirl (figura 5.18): all’aumentare del rapporto metano – aria globale le curve si spostano verso l’alto (Φpremix maggiori) e verso sinistra (MR minori) mantenendosi circa parallele.

φφφφ premix - Momentum ratio

1

10

100

0 1 10 100 1000

Ma/Mj

φφ φφ p

rem

ix

Sg 10.37 phi 0.48

Sg 7.2 phi 0.48

Sg 4.61 phi 0.48

Sg 10.37 phi 0.62

Sg 4.61 phi 0.62

Sg 7.2 phi 0.24

Sg 7.2 phi 0.38

Sg 7.2 phi 0.71

Sg 7.2 phi 0.21

Sg 7.2 phi 0.28

Sg 4.05 phi 0.58

Sg 4.05 phi 0.59

Sg 4.05 phi 0.59

Figura 5.17 Andamento del Φpremix in funzione del momentum ratio per tutte le prove effettuate.

Capitolo 5

83

Figura 5.18 Andamento del Φpremix in funzione del momentum ratio per le prove con swirl 7.2.


84

5.3 Analisi delle immagini Per avere un’ idea dell’evoluzione della geometria della fiamma al variare dei diversi parametri in gioco, è stata fatta un’analisi delle immagini. Tramite il software Image Pro-Plus è stato possibile analizzare nel dettaglio le fotografie scattate durante le prove di combustione. Il programma permette di definire i contorni geometrici tramite l’intensità di luminosità e successivamente misurare le dimensioni significative (diametro, altezza, angolo di apertura…).

Figura 5.19 Esempio dell’analisi di un’immagine. L’asse della fiamma è orizzontale per ottenere una migliore risoluzione. Sono state acquisite le immagini al variare della portata di premiscelato (e dunque del Φpremix) in diverse condizioni (swirl, portate). Per l’efflusso assiale non è stato possibile individuare l’altezza della fiamma poiché superava la finestra ottica: sono stati valutati dunque l’angolo, il diametro alla base e il diametro ad una quota di riferimento. L’altezza di riferimento è stata scelta in prossimità della zona di scomparsa della fuliggine mentre l’angolo è valutato tra i segmenti che congiungono gli estremi dei diametri alla base e alla quota di riferimento.

Capitolo 5

85

In figura 5.19 è mostrato un esempio di analisi dell’immagine: tramite il line profile (in alto a sinistra) è possibile individuare le zone dove varia maggiormente l’intensità luminosa e così definire un diametro alla base, un’altezza di riferimento e in prossimità di questa un diametro (linee gialle). Congiungendo gli estremi dei diametri è possibile ottenere due segmenti (linee gialle oblique) e valutare l’angolo tra questi (arco rosso). Tutte le misure ottenute vengono poi scalate in funzione del rapporto mm/pixel definito sulla base del diametro del bruciatore. Dalla figura 5.20 si nota come il passaggio iniziale della fiamma da diffusiva a parzialmente premiscelata si traduca in una forte variazione della geometria (angolo e diametro). Dal grafico 5.21 invece, si può osservare come la variazione di NOx sia legata alle dimensioni (soprattutto con l’angolo): in particolare si nota come ci sia un aumento di emissioni e dimensioni per Φpremix attorno a 4 e una successiva e concorde diminuzione per valori prossimi a 2. Infatti al ridursi dell’angolo e del diametro diminuisce il contorno della fiamma, ovvero il fronte di fiamma, e quindi la zona di maggior produzione di NOx. Il diametro alla base è invece indicativo del processo di transizione da fiamma prevalentemente non-premiscelata (d ∼ 15 mm, corrispondente al diametro della sezione d’uscita del bruciatore) a fiamma prevalentemente premiscelata (d ∼ 8 mm, corrispondente al diametro del condotto centrale). Dalle foto sempre in figura 5.20, si nota come il cambiamento della natura della fiamma sia accompagnato dalla progressiva scomparsa della fuliggine e dalla contemporanea formazione di una fiamma blu (caratteristica fiamma premiscelata).


86

C aratteris tic he fiamma - portata premix

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

0 10 20 30 40 50 60

porta ta a ria premix [Nl/min]

dia

me

tro

[m

m]

; a

ng

olo

[ °

] ;

No

x [

pp

m]

diametro

diametro bas e

angolo

NO x (ppm)

Figura 5.20 Andamento delle emissioni e della geometria della fiamma in funzione della portata di premix.

Capitolo 5

87

C aratteris tic he fiamma - φφφφ premix

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50

φφφφ premix

dia

me

tro

[m

m]

; a

ng

olo

[°]

; N

Ox

[p

pm

]

diametro

diametro bas e

angolo

NOx [ppm]

Figura 5.21. Andamento delle emissioni e della geometria della fiamma in funzione del Φpremix. 5.4 Limiti di stabilità Nel caso del bruciatore assiale lo spegnimento avviene per elevate portate di premiscelato, per cui la velocità nel condotto centrale è talmente elevata da provocare il distacco e successivo spegnimento della fiamma. Questo avviene con velocità dell’ordine dei 10 m/s e proprio nell’intorno di Φpremix 1.5, ovvero quando la diminuzione delle emissioni sembra essere significativa (figura 5.22). Il tipico andamento delle velocità del getto centrale è costante per tutte le prove poiché dipende dalla geometria dell’ugello.


88

Veloc ità del g etto c entrale

0

2

4

6

8

10

12

14

16

0 5 10 15 20

ФФФФ pre mix pre mix pre mix pre mix

Ve

loc

ità

ge

tto

ce

ntr

ale

[m

/s]

veloc ità del getto

veloc ità allo

s pegnimento

Figura 5.22 Variazione della velocità del getto centrale al diminuire del Φpremix. Analizzando i limiti di spegnimento delle varie prove si può osservare un andamento generale caratterizzato dallo spostamento delle condizioni di spegnimento verso bassi Φpremix e MR, all’aumentare dello swirl (figura 5.23). Dal grafico 5.24 invece, si possono trarre le seguenti considerazioni: tutte le curve sembrano convergere in un unico punto, a circa Φ globale 0.2 e 1.5 di Φpremix; all’aumentare dello swirl le curve si abbassano e la pendenza diminuisce. Questo significa che in generale per riuscire ad abbassare il valore di Φpremix (e dunque gli NOx) è opportuno generare uno swirl elevato; inoltre in queste condizioni è possibile ottenere gli stessi valori di premiscelato con differenti Φ globali. Osservando entrambi i grafici sembra esserci un valore di swirl (∼7) che garantisce le migliori condizioni di stabilità della fiamma premiscelata.

Capitolo 5

89

Figura 5.23 Condizioni di spegnimento in funzione di MR, Sg e Φ premix.

Figura 5.24 Condizioni di spegnimento in funzione di Φ globale, Φ premix e Sg.


90

Capitolo 6

Prove con bruciatore radiale 6.1 Geometria del bruciatore Non essendo stati registrati miglioramenti all’aumentare delle portate di premiscelato, si valuta il cambiamento dell’efflusso del bruciatore. Infatti, una possibile causa dell’aumento delle emissioni potrebbe essere il mescolamento non sufficientemente rapido tra i flussi premiscelato ed esterno. Analizzando quanto riportato in letteratura sembrerebbe che la combustione a stadi RQL non avvenga correttamente, in particolare non sembra esserci il raffreddamento immediato che abbasserebbe le temperature e dunque diminuirebbe la formazione di NOx. Sarebbe allora opportuno [39] realizzare all’efflusso una precamera dove avvenga il mescolamento, caratterizzata da fori che permettano il successivo inserimento nella corrente esterna (caratterizzata dal moto di swirl). In un primo progetto, si può pensare di utilizzare semplicemente un’iniezione radiale del combustibile e della miscela, mediante fori laterali sullo stesso tubo del gas gun (figura 6.2). Per le dimensioni e il numero di fori si è fatto riferimento all’equazione 6.1[39]

dc

a

j

b

a

j

d

x

v

va

d

y

=

00 ρρ

(6.1)

dove y è la distanza di penetrazione del getto radiale, x la distanza di penetrazione assiale, d0 il diametro dei fori, ρj e ρa le densità dei getti radiale e assiale, vj e va le velocità e le costanti empiriche valgono: a = 1, b = 0.39, c = 0.86, d = 0.33. Il calcolo viene fatto in maniera parametrica, scegliendo le condizioni riferite alle prove e limitando le linee di flusso all’interno della circonferenza del condotto esterno, come mostrato dalla figura 6.1 [39]

Prove con bruciatore radiale

92

Figura 6.1 Penetrazione di un getto radiale in una corrente assiale[39].

Ottimizzando il numero e le dimensioni dei fori in base alle velocità di spegnimento rilevate, risulta che fissato il diametro esterno a 15 mm, deve essere dotato di otto fori radiali equispaziati di 4 mm di diametro, distanti 5 mm dalla sommità dell’ugello. L’asse dei fori è perpendicolare all’asse del condotto centrale (figura 6.1). L’ugello è posizionato con l’asse dei fori a livello dell’efflusso del condotto esterno.

Figura 6.2 Rappresentazione 3D della sezione d’efflusso dell’ugello radiale.

Capitolo 6

93

Osservando la fiamma ottenuta in questa configurazione (figura 6.3) si nota come il premiscelamento tra i flussi radiale e esterno avvenga già nel caso di solo metano nel getto centrale e la morfologia della fiamma non vari molto all’aumentare del Φpremix. Si osserva però una sensibile riduzione del volume della fiamma. La differenza con la geometria assiale consiste nel fatto che i getti radiali tendono a mescolarsi col flusso d’aria coassiale in modo migliore, quindi più rapidamente e questo dovrebbe ancorare meglio la fiamma, come è stato verificato sperimentalmente nelle prove eseguite.

Figura 6.3 Morfologia della fiamma nel passare dalla condizione di alimentazione non premiscelata, a premiscelata con Φpremix = 8 e Φpremix = 2.


94

6.2 Rilevamento delle emissioni A titolo di esempio riportiamo in tabella 6.1 i rilevamenti per le emissioni della prova a Sg 4.61 e Φ 0.95.

Tabella 6.1 Emissioni rilevate nella prova a Sg 4.61 e Φ 0.95.

portata Ax

portata Tg

portata premix phi CO2 CO O2 NOx

[Nl/min] [Nl/min] [Nl/min] premix [%] [%] [%] [ppm]

120.00 80 0.00 inf 8.51 0.00 6.00 24.00 114.00 76 10.00 19.04 8.54 0.00 6.00 27.00 108.00 72 20.00 9.52 8.50 0.00 6.10 29.00 102.00 68 30.00 6.35 8.31 0.00 6.40 34.00 96.00 64 40.00 4.76 8.20 0.00 6.60 32.60 90.00 60 50.00 3.81 8.12 0.00 6.70 30.20 87.00 58 55.00 3.46 8.09 0.00 6.70 26.80 84.00 56 60.00 3.17 7.89 0.00 7.00 6.50 81.00 54 65.00 2.93 7.85 0.00 7.20 5.00 78.00 52 70.00 2.72 7.70 0.00 7.50 4.00 75.00 50 75.00 2.54 7.70 0.00 7.40 4.00 72.00 48 80.00 2.38 7.60 0.00 7.40 4.00 66.00 44 90.00 2.12 7.50 0.00 7.50 3.50 60.00 40 100.00 1.90 7.50 0.00 7.60 2.90 54.00 36 110.00 1.73 7.50 0.00 7.70 2.80 48.00 32 120.00 1.59 7.30 0.20 7.80 2.50

Innanzitutto si nota come i valori assoluti delle emissioni di NOx siano più bassi di quelli rilevati con la precedente configurazione. Inoltre questa diminuzione non genera forti variazioni nelle concentrazioni di CO che rimane a livelli accettabili. La leggera diminuzione di CO2 è invece indice di una leggera riduzione dell’efficienza di combustione. Analizzando le diverse prove si può osservare come lo swirl abbia un effetto opposto rispetto al caso del bruciatore assiale: numeri di swirl bassi consentono maggiore stabilità e riduzioni di NOx (figura 6.4) rispetto a condizioni con maggior rotazione del flusso (figura 6.5). I migliori risultati, sia in termini di mantenimento e stabilità della fiamma che di emissioni, sono stati raggiunti con Φ globali elevati (0.95) e swirl bassi (Sg 4.61) (figura 6.6). Si può infine osservare che nel caso di efflusso radiale non si ha il forte aumento tra la condizione non-premiscelata e quella parzialmente premiscelata. Soprattutto si nota una chiara e sensibile riduzione della concentrazione di NOx all’approssimarsi alla condizione Φpremix ∼ 2, a differenza del caso con iniezione assiale.

Capitolo 6

95

S g 3.53 ; φφφφ 0,62

C onc entraz ioni NOx - φφφφ pre mix

20

30

40

50

60

70

80

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

ФФФФ

pre mix

co

nc

en

tra

zio

ni

[mg

/Nm

^3

]

Figura 6.4 Andamento degli NOx in funzione del Φpremix per Sg 3.53 e Φ 0.62.

S g 11.25 ; φ φ φ φ 0,6


20

30

40

50

60

70

80

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

ФФФФ

pre m ix

co

nc

en

tra

zio

ni

[mg

/Nm

^3

]

Figura 6.5 Andamento degli NOx in funzione del Φpremix per Sg 11.25 e Φ 0.6.


96

S g 4.61 ; φφφφ 0.95


0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30

ФФФФ

pre m ix

co

nc

en

tra

zio

ni

[mg

/Nm

^3

]

Figura 6.6 Andamento delle emissioni di NOx in funzione del Φpremix nel caso di Sg 4.61 e Φ 0.95.

Capitolo 6

97

6.2.1 Effetto dello swirl Come già detto, al diminuire dello swirl è possibile raggiungere portate del flusso premiscelato maggiori e questo consente di abbassare notevolmente i valori di NOx, scendendo al di sotto del valore di partenza (senza premix). Infatti per swirl elevati, le emissioni sono modeste già in condizioni non-premiscelate (ovvero solo metano) e aumentano al ridursi di questo parametro mentre con bassi S2 avviene esattamente l’opposto. In alcuni casi vi è addirittura una diminuzione continua senza risalite. Caratteristica sempre di queste condizioni a basso swirl è la rapida riduzione degli NOx a bassi Φpremix. È inoltre interessante notare come il massimo delle emissioni si sposti da valori di Φpremix 6 a 4 all’aumentare dello swirl (figure 6.7 6.8) mentre i minimi si raggiungono intorno a 2.

φφφφ 0.6NOx-portata premix

30

35

40

45

50

55

60

65

70

75

80

0 10 20 30 40 50 60

portata premix [Nl/min]

NO

x [m

g/N

m^3

]

Sg 10.37

Sg 4.61

Sg 8.71

Sg 7.2

Sg 5.83

Sg 3.53

Figura 6.7 Emissioni di NOx al variare della portata di premiscelato, nel caso di Φ 0.6, per differenti numeri di swirl.


98

φφφφ 0.6

NO x - φφφφ p re mix

30

35

40

45

50

55

60

65

70

75

80

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18

ФФФФ

pre mix

co

nc

en

tra

zio

ni

[mg

/Nm

^3

] S g 10.37

S g 4.61

S g 8.71

S g 7.2

S g 5.83

S g 3.53

Figura 6.8 Emissioni di NOx al variare del Φpremix nel caso di Φ 0.6, per differenti numeri di swirl. Osservando i grafici precedenti (6.7 e 6.8) risulta inoltre come vi sia un differente comportamento in funzione dello swirl: per Sg < 5 gli NOx decrescono continuamente al crescere della portata di premix e precipitano per Φpremix → 2 (curve rossa e arancio). Per Sg > 5 invece, gli NOx sono più bassi con fiamma non-premiscelata, aumentano col premix e si riducono rapidamente per Φpremix < 4.

Capitolo 6

99

6.2.2 Effetto del Φ globale Osservando gli andamenti per Sg < 5, al variare della portata dell’aria di premix e del Φ globale, si nota come le curve siano abbastanza allineate, caratterizzate da valori iniziali molto simili, con picchi massimi tra Φpremix 4 e 6 e i minimi per Φpremix tendente a 2 (figure 6.9 6.10). Questo è dovuto al fatto che per questa configurazione la natura della fiamma è fortemente dominata dallo swirl mentre il Φ ha un’influenza minore. Infatti per Sg < 5, indipendentemente dal Φ globale, gli NOx anche se inizialmente aumentano, comunque in maniera non eccessiva, successivamente per Φpremix → 2 tendono a ridursi sensibilmente. Per bassi Φ globali invece si hanno picchi minori ma anche estinzione anticipata: la stabilità infatti aumenta all’aumentare del Φ e questo consente di abbassare notevolmente le emissioni e mantenere in questa zona una certa stabilità.

Sg 4,61NOx-portata premix

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

0 20 40 60 80 100 120

portata premix [Nl/min]

NO

x [m

g/N

m^3

]

phi 0.62

phi 0.48

phi 0.38

phi 0.71

phi 0.86

phi 0.95

Figura 6.9 Effetto del Φ sulle emissioni di NOx al variare della portata di premiscelato, nel caso di Sg 4.61.


100

S g 4,61

NOx - φ φ φ φ p re mix

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30

ФФФФ

premix

co

nc

en

tra

zio

ni

[mg

/Nm

^3

]

phi 0.62

phi 0.48

phi 0.38

phi 0.71

phi 0.86

phi 0.95

Figura 6.10 Effetto del Φ sulle emissioni di NOx al variare del Φpremix, nel caso di Sg 4.61.

Capitolo 6

101

6.2.3 Momentum ratio Per la geometria radiale il momentum ratio ha un significato diverso rispetto al caso con iniezione assiale. Infatti il flusso di premiscelato e quello secondario d’aria non sono più paralleli ma impattano con un angolo di 90°. In generale, quando Ma/Mj > 1 i getti trasversali di combustibile o di miscela aria/combustibile penetrano poco e sono rapidamente deviati dal flusso coassiale. Per Ma/Mj < 1 i getti penetrano maggiormente, la zona di mescolamento diventa più ampia ed il processo risulta più efficace, anche se il flusso radiale arriva nella zona dotata di velocità tangenziale più intensa. Le curve delle emissioni al variare del momentum ratio mostrano in generale un andamento simile, circa rettilineo. Si nota però come a bassi valori di MR le curve caratterizzate da una forte diminuzione di NOx (bassi S e elevati Φ)tendano ad abbassarsi con una rapida discesa (figura 6.11). Si può affermare che in questo grafico vengano distinte due condizioni differenti: una fino a MR unitario, punto di minimo per gli NOx, e in accordo con il caso assiale e la letteratura, e una a MR inferiori, caratterizzata da emissioni di un ordine di grandezza più piccole. Dalla figura 6.11 risulta inoltre evidente come i casi più significativi siano quelli caratterizzati da Sg = 4.61 e Φ globale > 0.8 (blu e arancio, in basso a sinistra). Questa sembra dunque essere la condizione in cui la combustione a stadi può risultare più efficace.

Figura 6.11 Andamento degli NOx in funzione del momentum ratio.


102

6.3 Analisi delle immagini Analizzando nel dettaglio le fotografie scattate durante le prove, è stato possibile ricavare l’andamento dei parametri geometrici al variare del Φpremix. Per l’efflusso radiale sono stati valutati l’angolo, l’altezza, il diametro alla base e il diametro massimo.

C aratteris tic he fiamma - portata premix

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45

porta ta a ria prem ix [Nl/m in]

alt

ez

za

[m

m]

; d

iam

etr

o [

mm

] ;

an

go

lo [

°]

; N

ox

[p

pm

] altez z a

diametro

diametro bas e

angolo

NOx

Figura 6.12 Andamento delle emissioni e della geometria della fiamma in funzione della portata di premix.

Capitolo 6

103

Innanzitutto non vi è più una variazione della forma della fiamma (figure 6.12 e 6.13): essa si riduce progressivamente mantenendo un diametro circa costante, abbassandosi e allargandosi. Questo comporta una costante riduzione del fronte di fiamma che contribuisce al progressivo abbattimento delle emissioni: diminuisce la zona di maggior produzione di thermal NOx. Analizzando entrambi i grafici si nota come l’andamento degli NOx sia concorde con la variazione dell’altezza e opposto con quella dell’angolo: le emissioni iniziano a diminuire drasticamente nel punto di incrocio altezza - angolo, ovvero quando la prima aumenta e il secondo si riduce fortemente.

C aratteris tic he fiamma - φφφφ premix

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0 5 10 15 20φφφφ prem ix

alt

ez

za

[m

m]

; d

iam

etr

o [

mm

] ;

an

go

lo [

°] ;

NO

x [

pp

m]

altez z a

diametro

diametro

bas e

angolo

NOx

Figura 6.13 Andamento delle emissioni e della geometria della fiamma in funzione del Φpremix.


104

6.4 Limiti di stabilità Utilizzando l’ugello radiale non vi sono più i problemi di stabilità legati alla velocità del flusso centrale, perché questo non è più assiale e non vi è il distacco della fiamma: questo succede invece quando lo swirl è elevato, per cui a livello del singolo foro vi è una grande differenza tra le quantità di moto del getto premiscelato ed esterno che provoca un distacco radiale. Infatti per questo tipo di ugello non si sono ritrovate le correlazioni osservate per il caso assiale. L’unica considerazione può essere fatta analizzando la figura 6.14: all’aumentare del Φ globale è possibile raggiungere bassi valori di momentum ratio, ovvero elevate velocità del premiscelato: in queste condizioni si è visto che gli NOx si riducono drasticamente (figura 6.11).

Figura 6.14 Condizioni di spegnimento in funzione del MR, dello swirl e del Φ globale.

Capitolo 7 Visualizzazioni a freddo del campo di moto 7.1 Ugello assiale Tramite l’inseminazione del getto centrale sono state effettuate delle riprese del moto delle particelle illuminate dalla lama laser. Prima di applicare la tecnica PIV e analizzare le mappe di velocità, è stato possibile utilizzare le immagini acquisite per trarre delle considerazioni preliminari. In particolare per il caso assiale è stato possibile tramite il software Image Pro-Plus valutare la variazione dell’altezza del getto (figura 7.1) e correlarla al rapporto di velocità Uj/Ua (figura 7.2).

Figura 7.1 Esempio di valutazione dell’altezza del getto centrale.

Visualizzazioni a freddo del campo di moto

106

Lunghezza fiamma - rapporto di velocità

0

1

2

3

4

5

6

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1

Uj/Ua

L/d

Figura 7.2 Correlazione tra le lunghezza della fiamma adimensionalizzata e il rapporto di velocità Uj/Ua. Come si vede dal grafico, la lunghezza del getto isotermo adimensionalizzata con il diametro d’efflusso cresce linearmente con il rapporto di velocità getto centrale – getto coassiale, in accordo con quanto riportato in letteratura [40]. Questo comportamento spiega gli andamenti degli NOx in funzione del MR (figura 5.16): al crescere di Ma/Mj (ovvero al diminuire di Uj/Ua) si accorcia il getto premiscelato (quindi la fiamma) e si riduce la superficie stechiometrica ad alta temperatura in cui si formano prevalentemente gli NOx. Chiaramente in regime reattivo intervengono anche altri fattori come il Φ globale ed il valore del Φpremix. Osservando le mappe di velocità istantanee (figura 7.3) all'interno della stessa prova, si nota come siano fortemente differenti tra loro a causa della rotazione del vortice di precessione attorno all'asse uscente dal gas gun. Inoltre si apprezza l'effetto dello swirl che genera zone di ricircolo ai lati del getto coassiale.

Capitolo 7

107

Figura 7.3 Mappe di velocità istantanee nel caso assiale.

Figura 7.4 Andamento della velocità assiale nel caso di Sg 10.7 e MR = 1. In blu è riportata la posizione dell’ugello.


108

È possibile valutare il profilo di velocità assiale attraverso le mappe medie. Ad esempio, per il caso di swirl geometrico 10.7 e Ma/MJ = 1, è stato ricavato l’andamento riportato in figura 7.4. Il profilo è confrontato con la sezione dell’ugello (blu) per cui si notano i picchi in corrispondenza dei condotti esterni ed interno e addirittura una zona di ricircolo (velocità negative) tra il gas gun ed il condotto coassiale.

Figura 7.5 Andamento degli NOx nelle tre condizioni esaminate. Nelle mappe di velocità medie (figura 7.6) viene rappresentato il campo di moto tramite i vettori delle velocità (frecce blu). La lunghezza del vettore è proporzionale al modulo della velocità. Analizzando le mappe medie nel caso di swirl 10.7 per tre valori di Φpremix (figura 7.6) si osserva come nella condizione di fiamma non-premiscelata (caso a) ci sia un'ampia zona di ricircolazione che facilita il mescolamento dell'aria e dei prodotti di reazione col getto di gas naturale uscente dall'ugello assiale (figura 7.6 a): è la condizione di minor produzione di NOx. Anche l'intensità di

Capitolo 7

109

turbolenza, valutata come deviazione standard delle velocità, è maggiore e più ampiamente distribuita senza premiscelamento. Nel caso di Φpremix 2.5(caso b) i due getti rimangono quasi paralleli e non si mescolano: la formazione di ossidi di azoto è elevata. Infine per Φpremix 1.5 (caso c) si può notare un miglioramento sia come ricircolo della velocità, sia come aumento dell'intensità di turbolenza (figura 7.8).

Figura 7.6 Mappe di velocità medie nel caso assiale.


110

Figura 7.7 Linee di flusso per la configurazione assiale. In figura 7.7 sono rappresentate le linee di flusso del campo di moto nelle tre condizioni esaminate: nel caso di non premiscelamento in particolare si nota un buon ricircolo nella zona centrale con un ritorno del flusso dall'alto verso la base dell'ugello, dovuto alla bassa velocità del getto centrale. Al diminuire del momentum ratio verso valori unitari o inferiori (caso b e c) i due flussi rimangono praticamente paralleli mentre le sole zone di mescolamento sembrano essere quelle ai lati.

Capitolo 7

111

Figura 7.8 Mappe scalari dell'intensità di turbolenza assoluta (deviazione standard). In figura 7.8 si nota che al crescere della portata d'aria di premix tende a ridursi la regione turbolenta al bordo della zona di ricircolazione. Per Φpremix = 1.5 questa zona turbolenta è quasi totalmente concentrata ai bordi del getto assiale, indicando come solo in prossimità di questo si possa realizzare un efficace mescolamento tra la fiamma premiscelata ed il flusso coassiale di aria secondaria.


112

7.2 Ugello radiale Nel caso di iniezione radiale il campo di moto cambia radicalmente rispetto al caso assiale. Innanzitutto si nota una certa similitudine al variare del Φpremix (figura 7.10). Infatti già nel caso senza premiscelamento (figura 7.10 a) c'è un buon mescolamento dovuto ai getti radiali che penetrano meglio nel flusso coassiale ed alla zona di ricircolazione indotta dal moto di swirl. All'aumentare del Φpremix (figura 7.10 b e c) si nota un aumento delle zone di ricircolo ai lati dell'efflusso, in virtù dell'aumento della quantità di moto del flusso radiale e dell’abbassamento della fiamma. In figura 7.10 si nota che all'aumentare della portata d'aria nei getti radiali la zona di mescolamento con il flusso coassiale si riduce in estensione e così pure la zona di ricircolazione che tende ad appiattirsi nella regione più prossima allo sbocco. Questo è dovuto al fatto che getti con più elevato flusso di quantità di moto penetrano maggiormente nella corrente coassiale, fino alla regione più esterna dove sono maggiori le componenti assiale e tangenziale. Il getto viene quindi rapidamente inglobato e tende a ridurre il flusso di quantità di moto assiale, favorendo la riduzione del volume della fiamma (figura 6.12).

Figura 7.9 Andamento degli NOx nelle quattro condizioni esaminate.

Capitolo 7

113

Figura 7.10 Mappe di velocità medie nel caso radiale.


114

Figura 7.11 Linee di flusso per la configurazione radiale. Osservando le linee di flusso nelle differenti condizioni (figura 7.11) si nota come nel caso di getto coassiale più intenso (caso a) il campo di moto sia asimmetrico e vi sia un ritorno del flusso nella zona centrale, analogamente al caso assiale. Al diminuire del momentum ratio (e del Φpremix) il getto più intenso è quello radiale che intensifica il mescolamento tramite la zona di ricircolo in prossimità dell’efflusso mentre lontano da questo le linee di flusso diventano più regolari.

Capitolo 7

115

Figura 7.12 Mappe scalari dell'intensità di turbolenza assoluta (deviazione standard). Le zone a più elevata intensità di turbolenza (7.12 d) sono quelle in cui più rapidamente ed efficacemente avviene il mescolamento dei reagenti. La riduzione in volume della zona di mescolamento implica una ridotta superficie stechiometrica e quindi una diminuzione nella produzione di NOx (dovuta anche al ridotto tempo di residenza).


116

Capitolo 8 Conclusioni 8.1 Conclusioni Sono state sviluppate e analizzate due soluzioni per realizzare la condizione di combustione a stadi. La prima, con iniezione assiale di una miscela di aria e gas naturale in un flusso d’aria coassiale, non ha prodotto i risultati sperati in termini di riduzione delle emissioni di NOx. Il motivo principale sembra essere il fatto che aumentando la portata d’aria di premiscelazione il getto diventa sempre più esteso, sopprime il moto di ricircolazione indotto dallo swirl, e rende meno efficace il processo di mescolamento della fiamma premiscelata con l’aria di diluizione. La seconda soluzione, con iniezione radiale della miscela nella corrente coassiale, è risultata molto più efficace nel produrre una rapida diluizione della fiamma premiscelata con l’aria secondaria. In questo caso il moto di swirl mantiene la sua capacità di generare zone di intensa ricircolazione, favorisce un compattamento della fiamma e quindi una riduzione del tempo di residenza. In entrambi i casi la condizione in cui si manifesta, in misura più o meno sensibile, la riduzione di NOx è quella in cui il Φ premix vale circa 2 ÷3, come riportato in letteratura. Al ridursi del Φ premix è stata notata una riduzione progressiva del volume della fiamma, sicuramente indice di una diminuzione di NOx , ma che non spiega completamente la rapida caduta delle emissioni per Φ premix 2÷3. L’attività sperimentale ha permesso di caratterizzare in grande dettaglio le due configurazioni realizzate. Durante le prove a caldo è stata dapprima valutata la stabilità permettendo di definire i numeri di swirl e il Φglobale ottimi per le due configurazioni: elevato swirl per l’efflusso assiale e basso per quello radiale,Φglobale elevato per entrambi. Attraverso l’analisi delle immagini è stato possibile valutare, per il caso di ugello assiale, la variazione della geometria della fiamma nelle varie condizioni e correlare i risultati ottenuti con l’andamento delle emissioni, trovando un riscontro con quanto riportato in letteratura. Tramite l’analizzatore di emissioni sono state registrate le concentrazioni di NOx,CO e CO2 rilevando come la configurazione radiale non solo consenta una minor produzione di ossidi di azoto nel caso di non-premiscelamento, ma in particolari condizioni anche una drastica riduzione per valori di MR <1 e Φ premix 2 ÷3. Tramite invece le visualizzazioni a freddo è stato possibile valutare il campo di moto, l’intensità di turbolenza e le linee di flusso potendo così

Conclusioni

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spiegare meglio i differenti fenomeni che intervengono nelle due configurazioni e che sono motivo delle così diverse emissioni di NOx. 8.2 Sviluppi futuri I dati sperimentali raccolti hanno permesso di definire in grande dettaglio il campo di stabilità e valutare le emissioni per le due configurazioni realizzate. Soffermandosi in particolare su quella radiale, potrebbe essere interessante raffinare i risultati effettuando misure di temperatura tramite termocoppie posizionate in differenti posizioni della camera. Analizzando anche gli idrocarburi incombusti, sarebbe possibile avere una più precisa valutazione dell’efficienza di combustione in una condizione che ha dato buoni risultati per quanto riguarda le emissioni. Ulteriori analisi possono essere fatte tramite la PIV: mappe di velocità per visualizzare il campo di moto nel piano orizzontale oppure l’inseminazione del getto esterno o contemporaneamente di entrambi i flussi. Oltre a effettuare misure aggiuntive sull'efflusso radiale, si potrebbe passare alla realizzazione delle altre configurazioni progettate. In pratica ci si propone di unire gli effetti di una precamera di combustione con il buon miscelamento ottenuto con i fori radiali. In un primo progetto si può pensare di allargare la sezione di efflusso e realizzare una precamera dove avviene un primo stadio di combustione: dovrebbe così risultare più efficace la combustione a stadi. L’efflusso è poi realizzato tramite un certo numero di fori. Il numero e l'area di questi sono ottimizzati per minimizzare l'ingombro sulla corona circolare. L'angolo (45-60°) è invece ottenuto per non strappare il flusso (90°) e non portarlo contro le pareti (0°) (figura 8.1). Aumentano ovviamente l'ingombro e le complessità realizzative.

Figura 8.1 Ugello con precamera e fori.

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