In Figura si riporta, vista in sezione, una particella di char che reagisce con la specie “ox” in accordo allo SPM. La differenza, rispetto allo SCM, risiede nell’assenza di un mantello di ceneri. Pertanto, la particella è interamente costituita da char, di raggio rC che si riduce nel tempo (rC=R solo per t=0).
In questo scenario, ci possono essere due regimi controllanti: cinetico (a temperature inferiori) e diffusivo esterno (a temperature superiori).
In Figura è rappresentato il profilo di concentrazione dell’ossidante, nel caso di regime cinetico. Nulla evidentemente cambia, rispetto al caso di regime cinetico per SCM, poiché la presenza o meno del mantello di cenere è immateriale, per questo regime.
Si assumono quindi valide le soluzioni ricavate precedentemente (SCM) per questo regime, intendendosi evidentemente con R il particolare valore di rC per t=0.
In Figura è rappresentato il profilo di concentrazione dell’ossidante, nel caso di regime diffusivo esterno.
Il trasporto è regolato da km che, come visto precedentemente (SCM), è:
La differenza è che ora (SPM) esso non può assumersi costante, poiché al raggio della particella costante nel caso SCM si è dovuto sostituire, nella (1), il raggio della particella rC variabile nel tempo.
Si può scrivere pertanto l’equazione di bilancio di materia sulla specie ossidante (Figura in alto, che ricorda anche la relazione che esprime dnC in funzione di drC).
L’equazione differenziale può essere agevolmente integrata per separazione di variabili, approdando al risultato finale in Figura in basso. Si osserva che, per rC=R, ci si trova all’inizio del processo reattivo (t=0). Il tempo poi aumenta al decrescere di rC, sino al caso limite della completa conversione, che si verifica per rC=0.
Il tempo di completa conversione (τd.e.) è espresso quindi come in Figura in alto (si tratta del valore di t quando rC=0), la cui stima è analoga (stesso ordine di grandezza) a quanto visto nel caso di SCM.
Ricordando la relazione che lega rC ad XC, si approda all’equazione di progetto in Figura in basso. Grado di burn-off nullo richiederà tempo nullo, poi il tempo aumenta per gradi crescenti, sino a t=τd.e. per XC=1, per definizione.
In linea generale, si osserva come il tempo di completa conversione cresca per maggiore concentrazione di C da convertire, e per particelle più grandi; e decresca per diffusività maggiori, e per maggiore forza spingente, rappresentata dalla concentrazione di “ox” in fase gassosa.
I 3 regimi possibili per SCM, ed i 2 per SPM, rappresentano processi che possono essere considerati in serie (fissato il modello di riferimento). Pertanto, se ci si trova nell’impossibilità di individuare con chiarezza un regime controllante, si può considerare (come equazione di progetto) il tempo espresso come somma dei tempi per i singoli regimi controllanti.
Da ciò se ne deduce che anche il tempo di completa conversione (τ) può essere considerato come la somma dei singoli tempi di completa conversione.
La Figura riporta il prospetto sinottico per entrambi i modelli. Si vede che, a regolare il processo, sono proprio i vari tempi τ. Ad esempio, per SCM, se τd.e. fosse molto breve (Dfilm elevato), td.e. diventerebbe trascurabile, e dovrebbero considerarsi soltanto gli altri due processi. Se, continuando nell’esempio, anche τcin fosse molto breve (kcin elevato), allora anche tcin lo sarebbe, e resterebbe t=td.i. come visto nel caso di regime diffusivo interno. E così via.
In altre parole, le soluzioni riportate in questa Figura rappresentano casi generali, ed includono i casi particolari in cui sia individuabile un solo regime controllante, come visto sinora.
La velocità della reazione chimica tra il carbonio nel char e l’agente ossidante è stata sinora considerata governata da una costante cinetica kcin, con una legge lineare in Cox,g (reazione chimica superficiale) che non tiene conto delle limitazioni diffusive intra-char.
Per considerare anche quest’aspetto, si può considerare una velocità di reazione effettiva pari a ηkcinCox,g, dove il fattore di efficienza adimensionale η (<1) tiene conto di queste limitazioni riducendo il valore della velocità di reazione rispetto al valore ideale (η=1, ossia caso in cui Cox all’interno dei pori del char è sempre pari al valore esterno, quindi in assenza di limitazioni diffusive interne al char).
Per definire il fattore di efficienza, è prima necessario introdurre il modulo (adimensionale) di Thiele, che in questi casi vale l’espressione (2), dove il rapporto volume/superficie esterna della particella sferica (di raggio rC, va considerata infatti la particella reattiva di char) ed il rapporto superficie esterna/volume del poro cilindrico (di raggio generico rporo e lunghezza L) valgono rispettivamente come in (3) e (4):
Pertanto, il modulo di Thiele è:
Il fattore di efficienza è, in questi casi (particella sferica porosa, cinetica lineare), espresso dalla (6), mentre nella (7) si ricorda la definizione di funzione tangente iperbolica, schematizzata anche in Figura:
Come si nota, la funzione tangente iperbolica assume praticamente il valore stesso del suo argomento (tgh(Φ)≈Φ) per argomento sufficientemente prossimo a zero (si assuma, per Φ<0.4). Ciò è dimostrabile mediante sviluppo in serie di Taylor intorno a Φ=0:
Pertanto, per bassi valori del modulo di Thiele, richiamando la (6), è η≈1.
Si nota inoltre che la funzione tangente iperbolica assume valore praticamente unitario (tgh(Φ)≈1) per argomento sufficientemente elevato (si assuma, per Φ>4). Ciò è immediatamente dimostrabile sostituendo a Φ un valore sufficientemente elevato nella (7), per cui e-Φ→0. Quindi, per alti valori del modulo di Thiele, richiamando la (6), è η≈1/Φ.
La Figura riporta l’andamento η(Φ). Bassi valori del modulo di Thiele (equazione (5), particella piccola, poro grande) conducono a η→1, quindi non va considerata la resistenza intra-char. Viceversa, alti valori del modulo di Thiele conducono a η<1 (per Φ sufficientemente grande, la relazione η=1/Φ è rappresentata da una retta di pendenza -1, essendo la scala bilogaritmica).
All’aumentare della temperatura, il rapporto kcin/Deff aumenta (data la dipendenza più marcata di kcin dalla temperatura), e dunque il modulo di Thiele aumenta, rendendo controllanti i fenomeni diffusivi intra-char e facendo diminuire il fattore di efficienza.
Poiché però la velocità di reazione effettiva è stata espressa come ηkcinCox,g, l’aumento di temperatura ha un effetto contrastante (kcin aumenta, ma η diminuisce), e ciò sottolinea la necessità di individuare valori di temperatura operativa ottimali. Infatti, temperature troppo basse (sia pur portando a η→1) corrisponderebbero a cinetiche troppo lente (kcin troppo basso).
1. Carbone e biomasse: generalità
2. Processi reattivi del char: aspetti cinetici e diffusivi - parte prima
3. Processi reattivi del char: aspetti cinetici e diffusivi - parte seconda
4. Processi reattivi del char: aspetti reattoristici
5. Combustione: aspetti cinetici e bilanci di materia
6. Desolforazione in situ in combustori a letto fluidizzato - parte prima (modello a grani)
7. Desolforazione in situ in combustori a letto fluidizzato - parte seconda (bilancio di popolazione)
8. Gassificazione - parte prima
9. Gassificazione - parte seconda
10. Rimozione di particolato da reflui gassosi: applicazioni esercitative - parte prima
11. Rimozione di particolato da reflui gassosi: applicazioni esercitative - parte seconda
12. Assorbimento con reazione chimica: applicazioni esercitative
13. Adsorbimento: modellazione frattale di dati cinetici
14. Evoluzione dinamica di processi chimici: trasformate di Laplace per funzioni di interesse
15. Evoluzione dinamica di processi chimici: applicazioni esercitative
16. Reattori chimici: integrazioni esercitative
17. Analisi granulometrica e porosimetrica: applicazioni esercitative