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66° Congresso Nazionale ATI – Rende (Cosenza), 5-9 Settembre 2011
ANALISI SPERIMENTALE PRELIMINARE DEL COMPORTAMENTO DI UN
MOTORE A COMBUSTIONE INTERNA IN ASSETTO COGENERATIVO
ALIMENTATO AD IDROMETANO
Livio de Santoli1, Gianluigi Lo Basso2, Gianfranco Caruso3
1
2
Energy Manager, Sapienza Università di Roma - Direttore CITERA.
Dottorato in Risparmio Energetico e Microgenerazione Distribuita, CITERA, Sapienza Università di Roma.
3
Dipartimento DATA, Sapienza Università di Roma
SOMMARIO
Nel presente articolo sono stati riportati i risultati preliminari dell’analisi sperimentale condotta sul motore a
combustione interna in assetto cogenerativo, alimentato da miscele di idrogeno e metano. Tale motore è integrato
all’interno del sistema ibrido realizzato presso la sede del Centro Sportivo Universitario della Sapienza che
costituisce una delle isole energetiche facente capo al già avviato progetto Smart Grid “La Sapienza”. I test di
collaudo condotti con percentuali di idrogeno variabile tra 0% – 10% sono stati realizzati a potenza ridotta
rispetto a quella nominale, ossia pari a 45 kWel. Senza l’ottimizzazione dei parametri motoristici, quali eccesso
d’aria ed anticipo di accensione è stato possibile riscontrare lievi incrementi di rendimento all’aumentare della
percentuale di idrogeno aggiunta;si è registrato che il consumo di metano diminuisce in modo non proporzionale
alla quantità di idrogeno presente nella miscela a causa del sistema di regolazione del motore che risente del
cambiamento del combustibile e tende a compensare la perdita di potenza operando delle micro aperture della
valvola a farfalla e quindi richiamando maggiore portata volumetrica.
Le emissioni di CO ed NOx risultano diminuire del 6.3% e del 27% rispettivamente, impiegando una miscela di
idrometano al 10% e avendo fatto funzionare il motore con 18° di anticipo ed indice d’aria λ pari ad 1.4.
Con il completamento dell’installazione del sistema di analisi fumi in continuo, previsto nel progetto, sarà
possibile ripetere le prove di funzionamento, eseguire l’ottimizzazione e fornire i dati relativi alle prestazioni
energetiche ed ai livelli di emissione di CO2, al fine di valutare il costo ambientale sostenuto e confrontarlo con gli
oneri derivanti dall’accesso ai sistemi di certificazione ambientale volontaria.
INTRODUZIONE
L’arricchimento del gas metano con determinate
concentrazioni di idrogeno è stato nel corso di questi ultimi
dieci anni oggetto di diversi progetti di ricerca. L’aspetto più
interessante che deriva dalla realizzazione di questo tipo di
miscele risiede nel fatto che l’idrogeno consente di estendere il
limite di combustione magra del metano evitando di
raggiungere la regione di instabilità di fiamma propria di
questo combustibile. In queste condizioni operative è possibile
raggiungere dei livelli di emissione di NOx estremamente bassi
contenendo la formazione di idrocarburi incombusti. Tutto ciò
è ottenibile senza l’applicazione di sistemi di controllo e
trattamento dei gas esausti a valle della combustione. Inoltre i
valori di CO e CO2 prodotti dall’idrometano risultano
inferiori rispetto a qualsiasi altro combustibile gassoso [1].
L’alimentazione di un motore a combustione interna con
idrogeno puro presenta la necessità di attuare modifiche
sostanziali ad alcuni componenti per contrastare il problema
del ritorno di fiamma, soprattutto in condizioni di
funzionamento
prossime
a
quelle
stechiometriche.
L’applicazione delle miscele di idrometano invece, consente di
eliminare questo inconveniente garantendo il funzionamento
ottimale del motore anche con dosature stechiometriche, ma in
questo caso le emissioni di ossidi di azoto sono superiori
rispetto all’alimentazione tradizionale a metano, a causa
dell’aumento della temperatura della fiamma. Detto questo,
bisogna capire quanto si è disposti a perdere in termini di
rendimento per il conseguimento di prestazioni ambientali di
tutto rispetto, dato che all’aumentare dell’eccesso d’aria il
motore sviluppa una coppia inferiore.
Alla luce di quanto fino ad ora esposto si intuisce come le
possibilità di applicazione dell’idrometano siano estendibili a
motori stazionari in assetto cogenerativo. A tal proposito
Nellen et al. (2000) hanno condotto una ricerca su un motore
operante in condizioni stechiometriche, equipaggiato di
sistema di ricircolo dei gas combusti, gruppo di
sovralimentazione e di catalizzatore a tre vie. Essi hanno
dimostrato che è possibile ottenere alte efficienze di
conversione (dell’ordine del 42%) con bassi valori delle
emissioni di NOx e di CO.
L’Università degli Studi di Roma “La Sapienza”
nell’ambito del progetto Smart Grid ha pertanto deciso di
realizzare un sistema ibrido in cui è stato integrato un
cogeneratore ad idrometano, dove l’idrogeno necessario
all’arricchimento del gas naturale è prodotto, contestualmente
all’utilizzo, attraverso processo elettrolitico alimentato da
energia elettrica proveniente da fonte rinnovabile [2]. Le
buone prestazioni ambientali derivanti dalla combustione
dell’idrometano hanno suggerito la creazione di questo
impianto complesso al fine di investigare sulla possibilità di
integrare nuove tecnologie pulite in contesti urbani ad elevata
densità di popolazione.
retrofit si possono utilizzare i catalizzatori a tre vie che
intervengono contemporaneamente su CO, HC ed NOx a
condizione che il funzionamento avvenga in condizioni
praticamente stechiometriche (0.9 < λ < 1.1 dove λ = α / αst ).
Pertanto sono necessari dei sensori di misura del tenore di
ossigeno presente nei gas di scarico (sonda lambda, indice del
rapporto di miscela) con un controllo in retroazione sul
rapporto di dosatura. Questo, peraltro, implica la presenza di
una centralina elettronica per la gestione, che deve intervenire
su un servocomando collegato alla valvola a farfalla, nel caso
di un tradizionale motore aspirato a carburazione, mentre deve
agire sugli iniettori nel caso di motori ad iniezione diretta. In
alternativa al catalizzatore a tre vie possono essere impiegati,
sebbene siano ormai superati, sistemi di catalisi ossidante di
tipo dual bed che necessitano comunque di un funzionamento
in condizioni stechiometriche. Per i motori lean burning
invece, si utilizza un catalizzatore solo ossidante,
particolarmente attivo nei confronti di CO ed HC, pertanto
occorre adottare altri accorgimenti al fine di limitare gli NOx
(EGR, camere di combustione ad alta turbolenza, estensione
del limite di combustione magra mediante addizione di
idrogeno) [4]. Per applicazioni cogenerative di taglia medio
grande risulta più conveniente dal punto di vista economico
l’impiego di veri e propri sistemi di lavaggio dei fumi (SCR)
che prevedono l’iniezione, a monte del catalizzatore, di
ammoniaca o urea per la riduzione chimica degli NOx.
L’alimentazione di un motore a combustione interna con
miscele di idrometano comporta riduzioni di emissioni
quantitativamente differenti in relazione alla tipologia
costruttiva adottata e alle regolazioni possibili. In linea di
principio, quando l’idrogeno viene addizionato e non si
realizza la messa a punto del motore si ottiene un aumento
della temperatura massima interna al cilindro con conseguente
maggiore formazione di NOx, minore formazione di CO e HC
riscontrabili immediatamente prima dell’ingresso in eventuali
catalizzatori. Confrontando le prestazioni di un motore lean
burning con quelle relative ad un motore operante in
condizioni stechiometriche, dotato di EGR e catalizzatore a tre
vie, entrambi alimentati con miscele di metano ed idrogeno al
25% vol. ed entrambi studiati nell’ambito di applicazioni per
autotrazione, è stato osservato che quest’ ultimo rientra
ampiamente nei limiti di emissione stabiliti dalla normativa
Euro 5, anche con alimentazione a metano puro [5]. Il motore
lean burning invece, anche con l’addizione di idrogeno, non è
in grado di soddisfare i limiti imposti. Altro aspetto
significativo che è utile riportare, risiede nel fatto che
l’idrogeno presenta un effetto benefico sui convertitori
catalitici. In particolare, da vari studi condotti sia sugli SCR
che sui catalizzatori a tre vie, è emerso che l’idrogeno mostra
elevate capacità riducenti le concentrazioni di NOx e CO
incrementando la reattività, l’efficienza di conversione e
diminuendo la temperatura minima cui l’effetto di catalisi ha
inizio. Operando, inoltre, in condizioni stechiometriche si
ottengono molecole di idrogeno incombuste che all’interno del
catalizzatore favoriscono il processo di abbattimento
conducendo, secondo quanto riportato in letteratura [6], a
riduzioni dei quantitativi emessi, delle specie chimiche sopra
menzionate, di un ulteriore 90%, portando quindi l’efficienza
di conversione prossima all’unità.
Le considerazioni fin qui riportate sono il risultato di analisi
sperimentali condotte secondo criteri di ottimizzazione delle
prestazioni motoristiche per gli auto veicoli. Per applicazioni
statiche, il livello di emissioni ottenibile è più basso. Ciò è
ASPETTI AMBIENTALI E TECNOLOGIE
L’uso di un motore a combustione interna comporta dei
livelli di emissioni di inquinanti più elevati se paragonati con
altri impianti in cui la combustione è esterna oppure con le
turbine a gas, in cui il processo di combustione è più regolare
e facilmente controllabile.
Il motivo è da ricercare nella natura stessa dei motori, nei
quali le reazioni di combustione avvengono in tempi ridotti e
con temperature molto variabili; inoltre, poiché i gas sono in
diretto contatto con le pareti relativamente fredde del cilindro,
lo strato limite è sede di fenomeni di cattiva combustione.
Per assicurare il rispetto delle normative vigenti è sempre
necessario prevedere interventi specifici per la riduzione delle
emissioni, durante la combustione o a valle della stessa. I
limiti previsti dalla normativa italiana risultano essere non
univoci data l’autonomia legislativa concessa alle singole
regioni in materia ambientale. Pertanto, mentre il D.lgs
152/2006 Allegati I, II alla parte quinta, individua, ad esempio
per gli NOx prodotti da combustione di combustibili gassosi,
ed impiegati per la produzione di energia elettrica, il valore
limite di 500 mg/Nm3 (normalizzati rispetto ad un tenore di
ossigeno nei fumi secchi, del 5%), la Regione Lazio con la DR
448/2008 stabilisce “Il Piano di Risanamento dell’ aria“
(Supplemento ordinario n° 97 del BURL 14/08/2008) all’
interno del quale vengono riportati dei limiti ben più restrittivi,
pari a 250 mg/Nm3 comprensivi anche dei residui di NH3
derivanti dall’applicazione di eventuali sistemi SCR (Selective
Catalitic Reactors). Da ciò si comprende come sia necessaria
una particolare attenzione, nella fase di acquisto, alla tipologia
costruttiva del motore da installare con i relativi accorgimenti
per adempiere agli obblighi di legge.
Tra i rimedi per abbattere le emissioni durante il processo
di combustione, riferendosi chiaramente a soluzioni applicabili
per motori a ciclo Otto alimentati a gas, è abbastanza diffusa la
tecnologia lean burning. Tale accorgimento consiste nella
realizzazione di una precamera, posta in comunicazione con la
camera di combustione, all’ interno della quale avviene
l’accensione di una miscela ricca; successivamente la fiamma
si propaga all’interno del cilindro e consente la combustione
della rimanente carica che presenta invece un eccesso d’ aria.
Il medesimo effetto può essere ottenuto realizzando una carica
stratificata, ossia facendo in modo che la miscela a contatto
con la candela presenti bassi valori del rapporto di equivalenza
(prossimi al valore stechiometrico) mentre il resto della carica
è costituito da una miscela magra. L’applicazione di questa
soluzione tecnologica permette di limitare la formazione dei
CO, di contenere le temperature di fiamma e quindi della
produzione di NOx e di incrementare il rapporto di
compressione favorendo le prestazioni energetiche del motore
in termini di rendimento.
Altre soluzioni possibili consistono nell’applicazione della
sovralimentazione mediante gruppo turbo compressore e
alternativamente, l’utilizzo di una valvola di ricircolo per una
parte dei gas combusti (EGR, Exhaust Gas Recirculation), che
in questo modo diluiscono la carica fresca contenendo le
temperature di combustione, effetto dovuto anche alla
presenza di un certo contenuto d’acqua presente nei fumi che
aumenta la capacità termica della carica [3].
Per quanto concerne i sistemi di abbattimento di tipo
2
dovuto alla mancata presenza di ripetuti transitori che
generano delle inefficienze derivanti dai tempi di risposta alle
variazioni dei singoli componenti.
Pertanto, da quanto finora esposto, si comprende come il
progetto di indagine sperimentale applicata a motori in assetto
cogenerativo, presentata in questa sede, abbia una sua
rilevanza ai fini della compatibilità ambientale, laddove questi
impianti vengano progettati ed integrati in contesti urbani.
COLLAUDO
PREVISTA
E
CAMPAGNA
quantificare, da un lato, la variazione degli stessi in relazione
al tenore di idrogeno aggiunto, dall’altro fino a quanto è
possibile estendere il valore del rapporto di equivalenza per
una combustione magra senza penalizzare eccessivamente le
prestazioni del motore al fine di rientrare nei limiti previsti,
per applicazioni stazionarie, dalla normativa attuale. In una
seconda fase, invece, verrà installato un catalizzatore a tre vie
corredato di sonda lambda, opportunamente dimensionato
sulla base dei dati registrati, relativi alla formazione di NOx
precedentemente riscontrati in condizioni stechiometriche e
senza post trattamento.
Ultimati i lavori di installazione si è provveduto ad eseguire
la messa a punto del motore in termini di regolazione
dell’eccesso d’aria ed anticipo di accensione, in
corrispondenza dei quali sarebbe stato possibile ottenere un
buon valore di consumo specifico evitando una eccessiva
formazione di NOx [7].
Le condizioni operative (cui fanno capo i risultati riportati
nelle Fig. 1-2) nelle quali si sono effettuate le prove per la
messa a punto del motore sono riassunte nella Tab. 2.
SPERIMENTALE
Il motore fornito è stato oggetto di una campagna di misura
preliminare per verificarne le prestazioni in condizioni di
funzionamento reale e per valutarne il comportamento con l’
alimentazione ad idrometano senza intervenire sui parametri
motoristici, in modo tale da costruire una base line di
riferimento. In Tab. 1 sono state riportate tutte le
caratteristiche di targa del motore valutate in condizioni di
funzionamento tradizionale a metano.
Tab. 2 – Condizioni operative per la messa a punto
Tab. 1 - Scheda tecnica motore Valmet/Gen. elettrico WEG
Potenza netta a 1,500 g/min
65
Sistema di Alimentazione
Aspirato
Cilindrata
7,400
Ciclo
4 tempi
Cilindri
6
Rapporto di Compressione
9.5
Alesaggio
108
Corsa
134
Pressione minima alimentaz.
18
Potenza Introdotta da Combustibile
200
Rec. Acqua Raffreddamento + Olio
70
Rec. Gas di scarico (a 120 ° C)
50
Calore in superficie
6
T max Gas di scarico
533
(dopo catalizzatore)
Portata Gas di scarico
287
Dati Generatore Elettrico
WEG
Modello/Tipo
250 S/M
Potenza Nominale
60
Tensione
400
Corrente Nominale (cosφ = 0.82)
105.6
Fattore di Potenza
0.82
Frequenza
50
Regime di rotazione
1500
Rendimento Nominale (cosφ = 0.82)
93.5
Temperatura Ambiente
50
Classe di Isolamento
F
Grado di Protezione
IP 54
Rendimenti del Cogeneratore
Rendimento elettrico
30
Rendimento Termico
60
Rendimento di Primo Principio
90
Indice Elettrico
50
Temperatura aria esterna
Pressione Atmosferica
Alimentazione
kW
cm3
mm
mm
mbar
kW
kW
kW
kW
°C
Pressione di alimentazione
Indice d’aria di riferimento (Pel.=60 kW)
Anticipi di accensione considerati
Condizioni di carico
22.6
1,010
CH4 di
rete
20
1.4
16 - 18
100 - 30
°C
mbar
mbar
λ
c.a °
%Pel. Nom
Nella Fig. 1 sono riportate e confrontate le curve di
rendimento elettrico nelle varie condizioni di carico valutate
per λ uguale ad 1.4 , ed anticipo di accensione pari a 16° e 18°.
kg/h
Asincrono
kW
V
A
Cosφ
Hz
rpm
%
°C
%
%
%
%
Fig. 1 – Rendimento elettrico in funzione del carico al
variare dell’anticipo di accensione (100% CH4)
Poiché uno degli scopi principali del progetto di ricerca è
quello di valutare la possibilità di ridurre i quantitativi di CO2,
in questa fase iniziale, è stato installato solamente un
catalizzatore ossidante, che intervenendo solo sui CO ed HC
consente di rilevare allo scarico il tenore di CO2 post
trattamento. Detto questo, risulta evidente che il valore degli
NOx sarà massimo, ma in questo modo sarà possibile
3
Fig. 2 – Rendimento termico in funzione del carico elettrico
al variare dell’anticipo di accensione (100% CH4)
Fig. 3 – Temperature dei fumi in funzione della % H2
Stato, inoltre, impiegato un analizzatore portatile TESTO per
monitorare i parametri della combustione.
La Fig. 3 mostra come all’aumento della concentrazione di
H2 la temperatura allo scarico dei fumi diminuisca
progressivamente. Lo stesso tipo di andamento è riscontrabile
anche all’uscita del catalizzatore con un incremento dei salti di
temperatura tra ingresso e uscita. Ciò è dovuto in parte ad un
aumento delle reazioni esotermiche di catalisi e probabilmente
a fenomeni di inerzia termica riguardanti la struttura metallica
del catalizzatore stesso. Il fenomeno di temperatura riscontrato
può essere spiegato considerando il fatto che l’idrometano, in
relazione alla concentrazione di H2 e all’ eccesso d’aria
imposto, ha una durata angolare di combustione rapida
inferiore a quella del metano puro [8-9] e quindi, a parità di
anticipo d’accensione, il rilascio di energia avviene in
corrispondenza di volumi specifici inferiori; sostanzialmente si
ha un effetto equivalente ad un aumento di anticipo. Inoltre il
maggior apporto energetico dettato dalla miscelazione
incrementa pressione e temperatura in testa al cilindro.
Il salto termico nell’espansione aumenta e viene scambiato
più calore con le pareti del cilindro [10], pertanto è facilmente
comprensibile l’andamento dei rendimenti elettrici e termici
riportati nella figura seguente (Fig. 4).
Come è facile osservare (Fig. 1) in corrispondenza
dell’angolo di anticipo pari a 18° si è ottenuta l’efficienza
migliore e pertanto questa configurazione costituisce la
condizione di riferimento per le successive analisi afferenti la
combustione magra.
Per quanto riguarda il calore recuperato e ceduto alla
centrale termica è stato riscontrato che in corrispondenza delle
configurazioni precedenti, a 60 kW di potenza elettrica, il
valore misurato attraverso un conta-termie applicato sul
secondario del cogeneratore è pari a 98.8 kW termici. Invece
quando l’anticipo è stato fissato a 16° è stato possibile
recuperare 100.2 kW. Questo potrebbe sembrare un fattore
positivo ai fini energetici, ma analizzando l’andamento (vedi
Fig. 2) del rendimento termico parametrizzato in funzione
delle due diverse configurazioni, viene confermata la bontà
della regolazione con anticipo a 18° dovuta dalla ridotta
introduzione di potenza termica in termini di combustibile.
Questo fatto è spiegabile prendendo in considerazione la
condizione di pieno carico; aumentando il valore dell’anticipo
il rilascio completo di energia apportata dal combustibile
avviene in corrispondenza di volumi specifici minori con
consequenziale aumento della temperatura dei gas in testa al
cilindro. Rappresentando il ciclo termodinamico su un
diagramma entropico, in questo secondo caso l’entropia di fine
espansione, valutata sulla medesima isocora, risulta essere
inferiore a quella leggibile prima della regolazione. Ciò si
traduce pertanto in una diminuzione della temperatura allo
scarico e in un aumento di salto termico durante l’espansione
che comporta un incremento di diabaticità della
trasformazione termodinamica. Da ciò l’incremento di
rendimento indicato che consente di ottenere 60 kWel
introducendo 176.7 kW da combustibile con 18° di anticipo,
contro i 180.6 kW corrispondenti a 16°.
Diminuendo la temperatura dei fumi allo scarico, quindi, ed
essendo costante la portata di acqua circolante nel secondario,
il calore recuperato dallo scambiatore acqua - fumi è inferiore,
a vantaggio della potenza meccanica e quindi del consumo.
I risultati di seguito proposti fanno riferimento a dei test di
collaudo in cui il cogeneratore è stato fatto operare a potenza
fissa pari a 45 kWel e con varie miscele di idrometano di
composizione 1% -10% vol.
Per questa analisi preliminare, in attesa del completamento
dell’installazione del sistema di analisi fumi in continuo, è
Fig. 4 – Rendimenti e consumi in funzione della %H2
Per quanto riguarda il consumo di metano è possibile notare
4
che la sua riduzione non è proporzionale alla percentuale di
miscelazione. Infatti, i motori risentono del cambiamento di
combustibile erogando minore potenza all’albero; questo
perché diminuisce la densità della carica contemporaneamente
ad una riduzione del rendimento volumetrico tanto più
significativa quanto più basso è l’indice d’aria λ [1 ]. Nel caso
di studio in questione, dato che la logica di regolazione
interviene sull’apporto di combustibile attraverso la valvola a
farfalla del carburatore, il sistema di regolazione insegue il
valore di potenza impostato, comandando all’attuatore di
aprire maggiormente la valvola e richiamando maggiore
portata volumetrica. Per quanto riguarda l’entità delle
emissioni di CO2 ed i valori di eccesso d’aria da impostare per
il funzionamento del cogeneratore a seguito della
miscelazione, non è stato possibile fornire delle misure
significative in quanto, lo strumento portatile impiegato per il
set up del motore in condizioni di funzionamento tradizionali,
non è predisposto per la misura diretta del biossido di carbonio
presente all’interno di gas combusti prodotti da combustibili di
uso non comune (diversi da metano, gasolio, GPL, ecc.).
Infatti la formula di calcolo per la misurazione del tenore di
CO2 si basa sulla correzione del valore di concentrazione in
volume di CO2 teorico, proprio di ogni combustibile,
deducibile dai diagrammi di Ostwald e secondo quanto
riportato nell’ Eq. 1
[2 ] = 2, ∙ (21% − [2 ]) ∙ 1
21%
Per quanto concerne l’emissione degli NOx è stata invece
riscontrata una tendenza differente rispetto a quella che ci si
sarebbe aspettati. Infatti l’aumento di energia assocciato
all’addizione di idrogeno sarebbe dovuto risultare in un
aumento della temperatura in testa al cilindro e
conseguentemente incrementare la produzione degli ossidi di
azoto, mentre osservando la Fig. 6 è possibile notare il
contrario e soprattutto è stato anche riscontrato un maggiore
tenore di ossigeno nei gas di scarico. In corrispondenza di
concentrazioni di idrogeno pari al 2% e 4% si sono presentati
valori di contenuto di ossigeno più bassi rispetto al
funzionamento a metano ma con le emissioni di NOx in
diminuzione, costituendo di fatto una eccezione rispetto alla
tendenza mostrata. Da una prima analisi questa anomalia di
comportamento potrebbe essere attribuita alla poca sensibilità
dello strumento portatile in relazione alle variazioni minime
dovute ai transitori. Infatti la norma UNI 10389 stabilisce i
requisiti minimi che devono possedere gli strumenti di misura
per l’analisi dei gas combusti e nel caso di rilevazione del
contenuto di ossigeno prescrive una risoluzione minima dello
0,1% di concentrazione, con una accuratezza del +/- 0,3%. Il
fenomeno di riduzione degli NOx, se analizzato in modo
isolato rispetto al contesto, possiede una sua validità e una sua
logica.
(1)
dove [O2] è la concentrazione in volume di ossigeno rilevata
dal sensore, mentre il valore di CO2,teorico nel caso di gas
metano è pari ad 11,7%. Pertanto si comprende come il
sistema di misura portatile non sia adeguato ai fini della
ricerca in questione, dato che in funzione della bontà della
risoluzione e dell’accuratezza del sensore di ossigeno è
possibile non registrare le variazioni, seppur minime, di
concentrazione di anidride carbonica. Per questo motivo è
prevista l’installazione di una cella ad infrarossi per la lettura
diretta della CO2 da integrare nel sistema di analisi fumi in
continuo già installato.
Nelle figure successive (Fig.5-6) sono riportati anche i
valori delle emissioni di NOx, di CO e di tenore di O2 allo
scarico, al variare della concentrazione di idrogeno presente
nelle miscele di idrometano impiegate durante i test
preliminari di collaudo. Ciò che emerge dall’analisi dei grafici
sperimentali conferma parzialmente quanto riportato nella
letteratura, nel senso che, per quanto riguarda le emissioni di
CO, è stato possibile riscontrarne una diminuzione
all’aumentare dell’idrogeno aggiunto, coerentemente a quanto
asserito in studi internazionali precedentemente condotti.
Tale decremento è causato dalla maggiore velocità di
propagazione del fronte di fiamma e dalla ridotta distanza di
quench dell’idrometano rispetto al metano puro.
In particolare la distanza di quench è definita come la
minima distanza che intercorre tra due piani paralleli entro cui
si propaga stabilmente la fiamma [11]. Ciò sta a significare
che, a partire dal punto di innesco, il fronte di fiamma si
propaga in modo più compatto all’interno della camera di
combustione; poiché, come è noto, le pareti del cilindro sono
raffreddate, la formazione dei CO avviene per effetto della
diminuzione locale della temperatura, e quindi avere una
propagazione di questo tipo migliora l’omogeneità della
temperatura all’interno della camera e conseguenzialmente
riduce la formazione dei CO stessi.
Fig. 5 – Emissioni di NOx e CO in funzione della %H2
Fig. 6 – Emissioni di NOx vs tenore di O2 allo scarico in
funzione della %H
Infatti, gli ossidi di azoto tendono a diminuire quando il
motore viene fatto funzionare in eccesso d’aria ed in queste
condizioni è possibile verificare effettivamente un maggiore
5
tenore di ossigeno nei fumi. Pertanto dopo aver ripetuto
nuovamente le misure e confermato il medesimo
comportamento si è indagato su quali potessero essere i motivi
alla base di questi risultati.
In primo luogo le prove sperimentali sono state condotte su
un motore in funzionamento reale e non al banco come negli
altri progetti di ricerca. In particolare, tutte le misurazioni non
sono state effettuate in condizioni di WOT (Wide Open
Throttle) e di anticipo ottimizzato MBT (Maximum Brake
Torque). In secondo luogo, dopo una accurata ricerca, si è
dedotto che il comportamento precedentemente descritto è
causato dal sistema di alimentazione costituito da un
carburatore tradizionale.
Infatti, osservando l’espressione analitica contenuta
nell’Eq. 2, che è rappresentativa del comportamento di un
carburatore, è possibile comprendere come il motore,
alimentato dal nuovo combustibile, si porti in condizioni di
funzionamento in eccesso d’aria in modo automatico e non
voluto.
 =
Aa
Cc
Ca
ρc
ρa,0
Δpc
Δpa
1
Δ 2
1   Φ   
=
=
�
� �
�

Φa   ,0
Δ

dove:

λ
αst
α
Φ a, Φ c
Ac
1
2
Fig. 7 – Peso molecolare e dosatura in funzione della % H2
combustibile relativo all’ugello tarato. Va infatti ricordato che
il valore di Cc (ed anche di Ca) è dipendente da molteplici
fattori, come la geometria del foro, la rugosità, la velocità, etc.
Nel caso in cui il fluido si trovi in condizioni di velocità
ben al di sotto di 0,7 Ma (dove Ma rappresenta il numero di
Mach) il coefficiente di efflusso, con buona approssimazione,
è dipendente esclusivamente dal numero di Reynolds (uρD/μ)
[12], pertanto riducendosi molto di più la densità rispetto alla
viscosità dinamica, l’idrometano presenta un numero di
Reynolds più basso e quindi anche un coefficiente di efflusso
inferiore a quello del metano puro, il che contribuisce ad
aumentare il valore dell’indice d’aria.
L’ultimo effetto che interviene è dettato da un aumento del
salto di pressione Δpa dell’aria all’interno del convergente.
Infatti, come detto precedentemente, a causa del sistema di
regolazione della potenza, la valvola a farfalla tende a
compensare la riduzione di coppia all’albero con delle micro
aperture, facendo così aumentare la velocità di passaggio
dell’aria nel Venturi e quindi il valore della caduta di
pressione. Data, però, l’entità modesta degli effetti di dosatura
e di pressione, il risultato netto che ne consegue è una
tendenza del carburatore a smagrire la miscela
aria/combustibile e conseguenzialmente a ridurre il
quantitativo di NOx rispetto all’alimentazione a metano
tradizionale.
Con il completamento dell’installazione dell’apparato di
monitoraggio in continuo sarà possibile ripetere le prove
finalizzate alla valutazione delle emissioni per quantificare e
validare il comportamento della combustione dell’idrometano.
Operando poi sull’ottimizzazione dei parametri motoristici
sarà possibile verificare sul campo le variazioni delle
prestazioni energetiche ed ambientali in modo coerente a
quanto riportato nella letteratura specialistica.
Nelle fasi successive della sperimentazione, una volta che
l’intero impianto avrà accumulato ore di funzionamento,
verrano realizzate le curve di carico reale lato utenza, le curve
di produzione, le analisi dei costi di gestione e generazione del
sistema ibrido in cui è inserito il motore a combustione
interna; verrà inoltre valutata la quantificazione del costo
ambientale sostenuto derivante dall’impiego dell’idrogeno,
confrontata con gli oneri derivanti dall’accesso ai sistemi di
certificazione ambientale volontaria tipo RECS (Renewable
Energy Certificate System). In aggiunta, sulla base delle
grandezze misurate, si intende provvedere ad una calibrazione
(2)
rapporto di equivalenza
indice d’aria
dosatura stechiometrica
dosatura effettiva
fattori di comprimibilità dell’aria e del combustibile
gassoso
sezione di passaggio dell’ugello calibrato del
combustibile
sezione di gola del Venturi per l’aria
coefficiente di efflusso del combustibile dall’ugello
coefficiente di efflusso dell’aria dalla sezione di gola
densità del combustibile gassoso
densità dell’aria all’imbocco del Venturi
variazione di pressione del combustibile
caduta di pressione dell’aria tra l’imbocco del Venturi e
la sezione di gola
Tale risultato è raggiungibile prendendo in considerazione
quattro effetti distinti che si manifestano contemporaneamente
nel momento in cui avviene la sostituzione del combustibile
tradizionale con l’idrometano.
Il primo effetto è causato dalla variazione del rapporto di
dosatura stechiometrica rispetto al metano puro; prendendo
come riferimento una concentrazione di idrogeno pari al 10%
in volume si ha che l’aumento percentuale di αst è pari all’
1,37% ed in base all’Eq. 2 tale aumento determina una
riduzione del valore dell’indice d’aria.
Il secondo ed il terzo effetto sono invece strettamente
collegati alla diminuzione di peso molecolare del combustibile
e quindi alla densità in condizioni normali. Sempre facendo
riferimento ad una miscela al 10%, la riduzione di peso
molecolare è pari all’8,75% come è possibile verificare dagli
andamenti riportati nella Fig. 7. Contemporaneamente si ha
anche una riduzione del coefficiente di efflusso del
6
di un modello matematico semplificato, realizzato in ambiente
Simulink, che simuli il comportamento energetico di un
cogeneratore alimentato ad idrometano. Tale modello, che allo
stato attuale è in fase di sviluppo, avrà lo scopo di fornire
indicazioni verosimili ai tecnici che dovranno realizzare gli
studi di fattibilità.
Lean Burn Capability of Slow and Fast Burning Natural
Gas Combustion Chambers”, SAE 2002-01-2686.
5. P. Einewall, P. Tunestål, B. Johansson, “Lean Burn
Natural Gas vs. Stoichiometric Operation with EGR and a
Three Way Catalyst”, SAE 2005-01-0250.
R.
McGuffin
“An
6. www.NewVistaResearch.com
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7. Heywood JB. Internal combustion engine fundamentals.
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11. Lewis B, Von Elbe G. Combustion, ames and explosions
of gases, 3rd ed., New York: Academic Press, 1987. p.
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12. G. Ferrari, “Motori a combustione interna” Ed. il Capitello,
Torino 1996. p. 269-70
CONCLUSIONI
L’alimentazione ad idrometano di un motore a combustione
interna operante in assetto cogenerativo comporta un
miglioramento delle prestazioni energetiche in termini di
aumento di rendimento di conversione elettrico. Con
l’ottimizzazione dei parametri motoristici sarà possibile
realizzare una messa a punto del motore tale da rendere più
significativo l’aumento di efficienza attualmente ancora
limitato.
La riduzione del consumo di metano a seguito della
miscelazione risulta essere non proporzionale alla percentuale
di idrogeno aggiunta a causa del sistema di regolazione della
potenza del cogeneratore.
Il comportamento del motore riguardo alle emissioni di
anidride carbonica potrà essere compreso appieno dopo
l’installazione di una cella di misura ad infrarossi.
L’abbattimento massimo dei CO, riscontrato durante questa
fase preliminare di test è stato del 6.3% in corrispondenza di
miscele di idrometano di composizione pari al 10%.
Gli ossidi di azoto tendono a ridursi a causa di effetti
concomitanti che si verificano all’interno del sistema di
alimentazione, che nel caso in esame è costituito da un
carburatore, facendo operare il motore in modo automatico in
condizioni di eccesso d’aria. In particolare si è ottenuta una
riduzione del 27% senza l’ausilio di sistemi di abbattimento
dedicati, a valle della combustione. Pertanto estendendo il
limite di combustione magra sarà possibile raggiungere
migliori prestazioni ambientali a discapito di quelle
energetiche.
Infine nei successivi test è stata prevista la possibilità di far
funzionare il motore in condizioni di dosatura stechiometrica
per consentire il corretto funzionamento di un catalizzatore a
tre vie. Tale soluzione condurrà a migliori prestazioni
energetiche oltre che ambientali, anche se con un lieve
incremento dei costi.
SUMMARY
In this article have been reported experimental work
preliminary results carried out on the internal combustion
engine set in CHP mode, fueled by hydrogen and methane
mixtures. This engine is integrated into the hybrid system
developed at the “La Sapienza” Universitary Sporting Center
which is one of the energy island headed by the already
launched project named Smart Grid "La Sapienza ". The
acceptance test conducted with hydrogen percentages
ranging from 0% - 10% were achieved at lower output than
the nominal, or equal to 45 kWel. Without engine parameters
optimization, such as air excess and spark advance, was
noted slight increases in efficiency with increasing hydrogen
addition rate; Thus, it is recorded that the methane
consumption decreases disproportionately to the hydrogen
amount in the mixture because of the engine control system
operating. In fact the engine reflects the change in the fuel
and tends to offset the working capacity loss making throttle
valve micro-openings and consequently volume flow is then
increased.
CO and NOx emissions are reduced by 6.3% and 27%
respectively, using a mixture of 10% hydro and having run
the engine with 18 degrees advance and air index λ is equal
to 1.4.
With the completion of flue gas analysis system
installation, ever envisaged in the project, will be possible to
repeat the performance tests, run the optimization and
provide data on the energy efficiency and CO2 emission
levels, in order to evaluate the environmental cost supported
by comparing burdens resulting from environmental
voluntary certification scheme.
RIFERIMENTI BIBLIOGRAFICI
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efficiency and decreased emissions”, Trans ASME J Eng
Gas Turbines Power 2000;122:135–40.M.E.
2. L. De Santoli, G. Lo Basso, G. Caruso, F. Mancini,
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3. C. Nellen, K. Boulouchos, “Natural Gas Engines for
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Catalytic Converter”, SAE 2000-01-2825.
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