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DISEÑO DE UN REACTOR PIROLÍTICO PARA OBTENER UN LECHO
FLUIDIZADO MEDIANTE LA EXPERIMENTACIÓN POR MEDIO DE UN
MODELO DE FLUJO FRÍO TRANSPARENTE
Proyecto de grado
Por
LAURA SOLER BEJARANO y BRAYAN GUERERRO NARANJO
Presentado a la Facultad de Ingeniería de la Universidad de los Andes
En cumplimiento parcial de los requisitos para el grado de
INGENIERO QUÍMICO
Departamento de Ingeniería Química
Octubre 2015
Diseño de un reactor pirolítico para obtener un lecho fluidizado mediante la
experimentación por medio de un modelo de flujo frío transparente
Copyright 2015 Laura Soler Bejarano y Brayan Guererro Naranjo
DISEÑO DE UN REACTOR PIROLÍTICO PARA OBTENER UN LECHO
FLUIDIZADO MEDIANTE LA EXPERIMENTACIÓN POR MEDIO DE UN
MODELO DE FLUJO FRÍO TRANSPARENTE
Proyecto de grado
LAURA SOLER BEJARANO y BRAYAN GUERERRO NARANJO
Presentado a la Facultad de Ingeniería de la Universidad de los Andes
En cumplimiento parcial de los requisitos para el grado de
INGENIERO QUÍMICO
Aprobado por:
Asesora, Rocío Sierra Ramírez, Ph.D.
Co-Asesor, Gerardo Gordillo, Ph.D.
Jurado, Pablo Ortiz Herrera, Ph.D.
Director del Departamento, Oscar Alvarez Solano, Ph.D.
Departamento de Ingeniería Química
Octubre 2015
iii
ABSTRACT
Design of a pyrolytic reactor for a fluidized bed through experimentation by a
transparent cold flow model (October 2015).
Laura Soler Bejarano y Brayan Guererro Naranjo, Universidad de los Andes, Colombia
Advisors: Rocío Sierra Ramírez, Ph.D, Gerardo Gordillo, Ph.D.
Pyrolysis is a process through which the organic matter (preferably waste) is
thermally decomposed in an inert atmosphere, resulting in products come in three
phases: solid (char or char, RC), liquid (fuel oil, FO) and gas (gas). To understand the
phenomena associated with the pyrolysis Aspen Plus® simulations were performed.
Given a particular interest in the FO within the research group to which this work
contributes, and that has been reported to FO conversion is highest in fluidized bed
reactors, this work focused on determining whether there is a possibility of achieve some
degree of fluidization bed severe space constraints given in the laboratory where the
experiments can be performed.
For this, we designed and built a transparent cold model reactor, sized according to
the considerations established in the literature and available space in the laboratory,
which allowed visualize hydrodynamic and determine the effects on it are operating
parameters. 25 factorial design was applied considering the following factors: raw
materials (tire rubber and bagasse), airflow pressure (0.125 to 0.25 bar), air distribution
devices (and vertical conical device), size of rhe particle (0.25 to 0.42 mm), supply
volume (50 to 100 mL). The response variable was established in terms of the observed
pressure drop across the bed. The results demonstrate the importance of reactor design to
iv
achieve and maintain a relatively constant pressure drop. It was established that the five
assessed factors significantly influence the pressure drop, and thus the fluidization.
It was found that the conditions that resulted in a lower pressure drop and a good
visualization of hydrodynamics were tapered Device for distributing air, the tire raw
material, a volume of 50 mL, a particle size of 0.25 mm and a pressure in the feed flow
0.125 bar.
Keywords: Pyrolysis, Fluidization, Reactor, Cold Flow Model, Particle Size.
v
RESUMEN
Diseño y construcción de un reactor pirolítico para obtener un lecho fluidizado mediante
la experimentación por medio de un modelo de flujo frío transparente (Octubre 2015).
Laura Soler Bejarano y Brayan Guererro Naranjo, Universidad de los Andes,
Colombia
Advisors: Rocío Sierra Ramírez, Ph.D, Gerardo Gordillo, Ph.D.
La pirólisis es un proceso a través del cual la materia orgánica (preferiblemente
residuos) se descompone térmicamente en una atmósfera inerte, resultando en productos
que se presentan en tres fases: sólida (char o residuo carbonoso, RC), líquida (fuel oil,
FO) y gaseosa (gas). Para entender la fenomenología asociada con la pirólisis, se
realizaron simulaciones en Aspen Plus®.
Teniendo en cuenta un particular interés por el FO dentro del grupo de investigación
al cual este trabajo contribuye y el hecho de que se ha reportado que la conversión a FO
es máxima en reactores de lecho fluidizado, este trabajo se enfocó en determinar si hay
posibilidad de lograr algún grado de fluidización de lecho dadas limitaciones
importantes de espacio en el laboratorio en el que se puede realizar la experimentación.
Para esto, se diseñó y construyó un modelo frio transparente del reactor,
dimensionado de acuerdo con las consideraciones establecidas en la literatura y el
espacio disponible en el laboratorio, que permitió visualizar la hidrodinámica y
determinar los efectos que sobre ésta tienen los parámetros de operación. Se aplicó un
diseño factorial 25 considerando los siguientes factores: materias primas (caucho de
llanta y bagazo de caña), presión del flujo de aire (0.125 y 0.25 bar), dispositivos de
vi
distribución de aire (dispositivo cónico y vertical), tamaño de la partícula (0.25 y 0.42
mm), volumen de alimentación (50 y 100 mL). La variable de respuesta se estableció en
términos de la caída de presión observada a través del lecho. Los resultados obtenidos
demuestran la importancia del diseño del reactor para lograr y mantener una caída de
presión relativamente constante. Se estableció que los cinco factores evaluados
influencian significativamente la caída de presión, y por ende, en la fluidización.
Se encontró que las condiciones que resultaron en una menor caída de presión y una
buena visualización de la hidrodinámica fueron el Dispositivo cónico para la distribución
de aire, la llanta como materia prima, un volumen de 50 mL, un tamaño de partícula de
0.25 mm y una presión en el flujo de alimentación de 0.125 bar.
Palabras clave: Pirólisis, Fluidización, Reactor, Modelo de flujo frío transparente y
Tamaño de partícula.
vii
AGRADECIMIENTOS
Dedicacion de Laura
Agradezco en primera medida a Dios, que siempre ha estado presente para ayudarme,
guiarme por un buen camino y así mismo me ha ayudado a forjar mi carácter y a ser un
buen ser humano.
Quiero dar un agradecimiento a mi familia que esta conformada por Alfonso Soler,
Maria Clemencia Bejarano, Francisco Soler y Gregorio Soler por todo el apoyo que me
brindaron durante esta etapa de vida, por darme aliento en los momentos que más los
necesitaba, por estar siempre listos para ayudarme y apoyarme en todo momento. Por
últmo, quiero agradecerles por todos los sacrificios que han realizado a lo largo de la
vida.
A su vez, le doy graciasa aquellas personas que han marcado mi vida, con las cuales
tengo recuerdos únicos y que siempre los llevaré en mi corazón. Agradezco a mi asesora,
Rocio Sierra, por su acompañamiento, dedicacion, paciencia y consejos durante el
desarrollo de este proyecto. De igual manera agradezco a John Ortiz y a los técnicos de
laboratorio, por habernos brindado un apoyo incondicional en la realización de este
trabajo.
viii
Dedicacion de Brayan
Agradezco en primera medida a Dios, que siempre ha estado presente para guiarme y
orientarme por el buen camino, y para asi poder tomar las mejores decisiones en mi vida.
Quiero dar un fuerte agradecimiento a mis padres Miguel Guerrero y Cilia Naranjo y
a mis hermanos Yeison Guerrero y Edwin Guerrero por todos sus consejos, apoyos y
sacrificios incondicionales que me han brindado siempre.
A su vez, le doy gracias Said Mendoza, puesto que siempre ha estado apoyandome en
este proceso de formacion, dandome sus palabras de aliento y consejos. Agradezco a mi
asesora, Rocio Sierra, por su acompañamiento, dedicacion, paciencia y consejos durante
todo el proyecto. De igual manera agradezco a John Ortiz y a los tecnicos de laboratorio,
los cuales siempre nos brindaron una mano ayuda para la realizacion de este proyecto.
ix
NOMENCLATURA
!! Altura de expansión del lecho
!"#! Altura de mínima fluidización
ℎ! Altura del lecho
!%! Altura del reactor
&'! Área transversal del reactor
∆)*! Caída de presión a través del lecho
∆)+! Caída de presión de distribución
∆),! Caída de presión de resistencia
-*! Diámetro de burbuja
-.! Diámetro de partícula
-/#! Diámetro del reactor
-*0! Diámetro mínimo de burbuja
-*"! Diámetro máximo de burbuja
1'! Densidad del sólido
12! Densidad del gas
Ψ! Esfericidad
3"#4 Fracción de vacío a la mínima fluidización
54 Gravedad
674 Número de Reynolds
8*4 Velocidad de burbuja
8"#4 Velocidad mínima de fluidización
894 Velocidad superficial
8:! Velocidad terminal
;! Viscosidad del gas
6< Residuo Carbonoso
=> Fuel Oil
x
TABLA DE CONTENIDOS
Pág.
ABSTRACT/ RESUMEN ......................................................................................... iii
AGRADECIMIENTOS ............................................................................................. viii
NOMENCLATURA .................................................................................................. x
TABLA DE CONTENIDOS ..................................................................................... xiii
LISTA DE FIGURAS ................................................................................................ xv
LISTA DE TABLAS ................................................................................................. xvi
INTRODUCCIÓN ..................................................................................................... 1 1.1. Reactor de lecho fluidizado ....................................................................... 2 1.2. Fenómeno de la fluidización de lechos ...................................................... 3
1.3. Tipos de lecho fluidizado ........................................................................... 4 1.4. Pirólisis ...................................................................................................... 6
1.4.1. Tipos de pirólisis ......................................................................... 7 1.4.2. Pirólisis de biomasa .................................................................... 8
1.5. Materia prima para la pirólisis a realizar en este estudio .......................... 8 1.5.1. Caucho de llanta .......................................................................... 8
1.5.2. Bagazo ......................................................................................... 9 1.6. Estudios anteriores dentro del grupo de investigación .............................. 9
1.7. Caída de presión del sistema ...................................................................... 9 1.8. Consideraciones para el diseño del reactor ................................................ 12 1.9. Modelos empíricos ..................................................................................... 13 1.10.Diseño de “modelos fríos” ........................................................................ 14
OBJETIVOS DEL PROYECTO ............................................................................... 16 2.1. Objetivo Principal ...................................................................................... 16 2.2. Objetivos Secundarios ............................................................................... 16 METODOLOGÍA ...................................................................................................... 17 3.1. Simulación en Aspen Plus® ...................................................................... 17 3.2. Materiales a utilizar .................................................................................... 19 3.2.1. Materia Prima .............................................................................. 19
3.2.2. Construcción del “modelo frío” .................................................. 20
xi
3.3. Diseño del “modelo en frío” ...................................................................... 21 3.4. Experimentación ........................................................................................ 24
3.4.1. Tamizado ..................................................................................... 24 3.4.2. Densidad real .............................................................................. 25
3.4.3. Estimación de velocidades .......................................................... 25 3.4.4. Experimentación en el reactor de lecho fluidizado ..................... 25
3.4.5. Relación de la caída de presión y el flujo del aire ...................... 26 3.4.6. Diseño de plato de distribución ................................................... 27
RESULTADOS Y ANÁLISIS .................................................................................. 29
4.1. Simulación en Aspen Plus® ...................................................................... 29 4.2. Tamaño de partícula a pirolizar ................................................................. 32 4.3. Densidad Real ............................................................................................ 34 4.4. Velocidades de Fluidización teóricas ......................................................... 35 4.5. Relación entre la presión del flujo de aire y caída de presión ................... 36 4.6. Diseño Factorial ......................................................................................... 38 CONCLUSIONES ..................................................................................................... 44 TRABAJO FUTURO ................................................................................................ 47 REFERENCIAS ......................................................................................................... 48
ANEXO 1. Código Fortran para la simulación en Aspen Plus® .............................. 50
ANEXO 2. Densidades reales ................................................................................... 51
ANEXO 3. Resultados de la simulación ................................................................... 52
ANEXO 4. Velocidades Teoricas ............................................................................. 55
ANEXO 5. Registro Fotografico .............................................................................. 59
ANEXO 6. Estudio estadístico (ANOVA) por el software Minitab® ...................... 66
ANEXO 7. Superficies de contorno .......................................................................... 69
xii
LISTA DE FIGURAS
Pág. Figura 1. Regímenes de fluidización en un reactor de lecho fluidizado con
diferentes formas de contacto entre las fases gaseosa y sólida ................. 4 Figura 2. Variación de la caída de presión en los diferentes regímenes de
fluidización. ............................................................................................... 5 Figura 3. Correlación para el cálculo del TDH ........................................................ 13 Figura 4. Diagrama de flujo de la simulación en Aspen Plus ® .............................. 19 Figura 5. Elementos individuales para la construcción del modelo en frío ............. 21 Figura 6. Montaje del reactor de lecho fluidizado basado en la literatura ............... 22 Figura 7. Montaje del reactor de lecho fluidizado vista lateral ................................ 23 Figura 8. Equipo de Pirólisis ubicado en el laboratorio ML 041 ............................. 24 Figura 9. Platos de distribución para un lecho fluidizado ........................................ 27 Figura 10. Dispositivos utilizados en la práctica ....................................................... 28 Figura 11. Conversión a fases sólida, líquida y gaseosa como función de la
temperatura y la materia prima ................................................................ 31 Figura 12. Composición de la fase gaseosa como función de la temperatura y la
materia prima .......................................................................................... 32 Figura 13. Distribución acumulada ............................................................................ 33 Figura 14. Distribución diferencial ............................................................................ 34 Figura 15. Perfil de caída de presión ......................................................................... 37 Figura 16. Gráfica superficie contorno ...................................................................... 42
xiii
LISTA DE TABLAS
Pág. Tabla 1. Ventajas y desventajas del reactor de lecho fluidizado ............................ 3 Tabla 2. Proceso de pirólisis .................................................................................... 6 Tabla 3. Reacciones de pirólisis ............................................................................... 7 Tabla 4. Tipos de pirólisis ........................................................................................ 7 Tabla 5. Proyectos de grado en pirólisis realizados dentro del contexto del grupo de investigación en el que este trabajo se desarrolla ................................. 10 Tabla 6. Análisis último y próximo de la materia prima ......................................... 19 Tabla 7. Tamaño de partícula ................................................................................... 25 Tabla 8. Niveles de diseño y factores a estudiar ...................................................... 26 Tabla 9. Densidades reales de las materias primas utilizadas .................................. 35 Tabla 10. Velocidades de Fluidización ...................................................................... 36 Tabla 11. Variables evaluadas y niveles evaluados ................................................... 39 Tabla 12. Diseño factorial implementado y variable respuesta obtenida .................. 41
1
INTRODUCCIÓN
La fluidización ocurre cuando pequeñas partículas sólidas son suspendidas por una
corriente de un fluido que se dirige de abajo hacia arriba venciendo el peso de las mismas
(Kunii, Levenspiel, & Brenner, 2013). Este fenómeno se presenta cuando la velocidad del
fluido es lo suficientemente alta para suspender las partículas sólidas, a su vez éstas, rotan
en el lecho creando rápidamente un excelente mezclado. El material que se fluidiza es casi
siempre un sólido y el medio que fluidiza puede ser tanto líquido como gas. Las
características y comportamiento de los lechos fluidizados dependen fuertemente de las
propiedades del sólido y del fluido (Muroyama & Fan, 1985).
La fluidización se lleva a cabo con distribuir correctamente las partículas y poder llevar
a cabo el proceso deseado. En los reactores de lecho fijo, las partículas se encuentran
estáticas debido a que la fuerza de arrastre es más pequeña que la fuerza de gravedad. Por
otro lado, en los rectores de lecho fluidizado, estas dos fuerzas se igualan, generando el
movimiento de las partículas sólidas en suspensión.
De acuerdo a la versatilidad que han presentado, en los últimos años, los reactores de
lecho fluidizado se han posicionado entre los más utilizados en la industria química,
farmacéutica, petroquímica y para masificadoras (Ruud Van Ommen & Naoko, 2010).
Por otro lado en el desarrollo de las tecnologías actuales, se está considerando como un
aspecto importante la conservación del medio ambiente. Para esto, se están realizando
políticas de desarrollo sostenible, en donde se tienen en cuenta reducción en las emisiones
industriales y de cualquier tipo de desecho.
En el proceso de pirólisis existe una ventaja del reactor de lecho fluidizado sobre el
reactor de lecho fijo, la cual es fundamental y es la velocidad de transferencia de masa entre
2
las partículas y el fluido de lecho, la cual es alta comparada a otros medios de contacto.
(Williams, 2013).
El reactor de lecho fijo es un reactor compuesto de un tubo hueco lleno de un sustrato
confinado dentro del tubo. Se hace uso de resistencias eléctricas externas para el
calentamiento del sistema (Burhenne, Damiani, & Aicher, 2013). Los reactores de lecho
fijo disminuyen la presencia de compuestos aromáticos en la fase líquida, lo que favorece la
producción de compuestos en la fase gaseosa como CH4 y CO2, entre otros, esto se explica
por los tiempos de residencia más largos de los sólidos en el reactor con otros tipos de
reactores (Aylón et al., 2008).
! Reactor de lecho fluidizado
Los reactores de lecho fluidizado se utilizan para reacciones químicas donde intervienen
un sólido y un fluido generalmente gaseoso. En la Tabla 1 se presentan algunas ventajas y
desventajas del reactor de lecho fluidizado. En estos reactores, la corriente de gas se hace
pasar a través de las partículas sólidas, a una velocidad suficiente para suspenderlas. Esto
resulta en un alto grado de uniformidad en la temperatura (Warnecke, 2000) con lo cual se
puede lograr la operación es en estado estacionario.
Dadas las altas tasas de transferencia de calor y masa y la baja caída de presión, los
reactores de lecho fluidizado son ampliamente utilizados en la industria química en
procesos de secado, absorción y filtración, ya que permiten trabajar en condiciones
isotérmicas, lo que ayuda al escalamiento y controlabilidad del proceso. En la actualidad,
una de las aplicaciones más importantes de los reactores de lecho fluidizado es el craqueo
catalítico del petróleo, en el cual se busca el rompimiento de cadenas largas de
hidrocarburos en presencia de catalizadores (Warnecke, 2000).
3
Tabla 1. Ventajas y desventajas del reactor de lecho fluidizado (Warnecke, 2000). Ventajas Desventajas
Temperatura uniforme Destrucción del catalizador a causa de la fuerte agitación.
El catalizador puede ser generado con el laso de un lazo axial
Alta conversión por unidad de masa del catalizador
!Fenómeno de la fluidización de lechos
En la Figura 1 se observa el fenómeno de la fluidización de un lecho vertical. Se ve que
de acuerdo a la interacción que existe entre el sólido y el gas de fluidización, tendrá
diferentes comportamientos.
a)! El sistema se puede comportar como un lecho fijo, si la velocidad del gas de
fluidización es muy baja y no contrarresta el peso de las partículas (Figura 1.(a)).
b)! Punto en el cual el sistema alcanza la velocidad mínima de fluidización, permitiendo
que exista un lecho fluidizado (Figura 1.(b)).
c)! Si existen velocidades mayores, producirá una fluidización homogénea si existen
partículas livianas y gas denso (Figura 1.(c)).
d)! La formación de fluidización burbujeante, producida por el aumento de la
velocidad mínima de fluidización y produciendo burbujas y canalizaciones de gas
(Figura 1.(d)).
e)! El tamaño de las burbujas pueden crecer a lo largo y ancho del reactor a medida que
ascienden por el lecho (Figura 1.(e)).
f)! En lechos de pequeños diámetros los sólidos se reintegran al lecho a través de los
paquetes formados por el gas (Figura 1.(f)).
g)! Existe un movimiento turbulento de los paquetes sólidos a altas velocidades, cuando
llega a la velocidad terminal (Figura 1.(g)).
4
Figura 1. Regímenes de fluidización en un reactor de lecho fluidizado con diferentes formas de contacto entre las
fases gaseosa y sólida (Kunii et al., 2013). En esta figura la fluidización se presenta como función de la velocidad del gas con (a) a una velocidad tan baja que no se logra la fluidización y (h) a una velocidad tan alta que se obtiene un transporte neumático del sólido. En el texto se encuentra una explicación detallada de los fenómenos observados en cada una de estas ilustraciones.
h)! Si la velocidad se aumenta más aun los sólidos son arrastrados fuera del lecho,
generando un transporte neumático de los sólidos (Figura 1.(h)).
i)! Si la velocidad se aumenta más aún, los sólidos son arrastrados fuera del lecho,
generando un transporte neumático de los sólidos (Figura 1.(i)).
!Tipos de lecho fluidizado
El régimen de fluidización dentro el sistema se ve directamente relacionada por la caída
de presión a través del lecho de partículas sólidas, tal como se evidencia en la Figura 2.
Con aumentos en la velocidad del gas, la caída de presión en el lecho fijo aumenta,
comenzando a formar una región gobernada por la ecuación de Ergun, representada en la
Ecuación 1 (Kunii et al., 2013).
∆)ℎ= 1289
150(1 − 3"#)F67
+74
1 − 3"#F-.3"#J
4444444444444444444444444444444444444(1)
5
Figura 2. Variación de la caída de presión en los diferentes regímenes de fluidización (Kunii et al., 2013).
El lecho fluidizado se alcanza cuando la caída de presión comienza a ser constante a lo
largo del reactor, logrando así la velocidad mínima de fluidización. Se ha comprobado de
manera experimental, que las propiedades de las partículas tales como la densidad, el
tamaño y las condiciones de presión y de temperatura en la que se llevan a cabo el proceso,
afecta de manera significativa la calidad de la fluidización. Para tal fin, se realiza la
clasificación de la partícula. A continuación se presenta el método de clasificaciones
propuesto por Geralt (Visser, 1989).
Grupo A: Tamaño de partículas pequeño y/o baja densidad (<1.4 g/cm3). Son
partículas aeréables, flotan y fluidizan con facilidad, sin formación de burbujas
incluso a velocidades de gas alta (Visser, 1989).
Grupo B: (tipo arena) Sólidos con un tamaño de partícula entre 40 µm y 500 µm.
Fluidizan bien con fuerte borboteo y de gran tamaño de burbujas (Visser, 1989).
Grupo C:(harina) Son partículas muy finas con un tamaño de partícula entre 10µm y
40 µm. Estas son cohesivas o polvos muy finos, son extremadamente difíciles de
fluidizar (Visser, 1989).
6
Grupo D: (piedras o grava) Son sólidos grandes y/o pesadas, los cuales son difíciles
de fluidizar (Visser, 1989).
En el reactor de lecho fluidizado, la distribución debe ser uniforme y estable, para evitar
regiones no fluidizadas, minimizar el roce de las partículas sólidas por falta de aire y poder
soportar el peso del lecho durante la reacción. Para lograr esta distribución, se implementan
los denominados platos de distribución tales como difusores, platos perforados y cuerpos
cónicos laterales. En las industrias de gasificación, pirólisis y combustión, el diseño más
común es el de distribución de platos perforados, debido a que es el más económico, es
fácil de construir y escalar, permitiendo así una buena fluidización de las partículas sólidas
(Kirby & Cummings, 1998).
! Pirólisis
La pirólisis es un proceso químico el cual consiste en la descomposición térmica de la
materia orgánica en ausencia de oxígeno u otras sustancias oxidantes. Como resultado, se
generan cantidades variables de gases (gases de síntesis), líquidos (alquitranes y aceites) y
un residuo carbonoso. El rango de temperaturas en las que oscila este proceso es de 150-
900°C con un promedio de 600°C (Cuevas, 2004). Se ha afirmado que la pirólisis no es
eficiente desde el punto de vista energético porque requiere de mucha energía para alcanzar
esos rangos de temperaturas, por lo tanto, se combina con el proceso de gasificación y de
combustión. A pesar de esto, es justificable dado el valor agregado que se le puede dar a la
materia prima y el amplio rango de productos útiles potenciales.
El proceso por etapas y las reacciones que se llevan a cabo, se muestra a en las Tablas 2
y 3 respectivamente.
7
Tabla 2. Proceso de pirólisis (Cuevas, 2004). Etapa Proceso Tratamiento térmico
Secada Pirólisis Gasificación Combustión Etapa 1 Secado Secado Secado Secado Etapa 2 Pirólisis Pirólisis Pirólisis Etapa 3 Gasificación Gasificación Etapa 4 Combustión
Tabla 3. Reacciones de pirólisis (Cuevas, 2004).
Rango de temperatura (°C) Reacción química
100-120 Deshidratación.
250 Desoxigenación y desulfuración. Inicio de liberación de sulfuro de hidrógeno
340 Roturas de enlaces en compuestos alifáticos. Liberación de metano y otros compuestos alifáticos.
380 Fase de carbonización. Concentración de carbón en residuos. 400 Rotura de enlaces C-O y C-N
400-600 Descomposición de materiales bituminosos. Se generan aceites y alquitranes.
Rango de temperatura (°C) Reacción química
600 Cracking de los materiales bituminosos. Generación de hidrocarburos gaseosos de cadena corta e hidrocarburos aromáticos.
>600 Dimerización de las olefinas; reacción de etileno a ciclohexano; generación de compuestos aromáticos volátiles.
1.4.1.! Tipos de pirólisis
La pirólisis se puede clasificar en varios tipos considerando las condiciones de
operación. Variables que normalmente se consideran son: velocidad de calentamiento, el
tiempo de residencia, y la presión entre otros. Estas variables influyen significativamente en
la distribución de los productos que se obtienen. En la Tabla 4 se observan una
clasificación de la pirólisis como función de la velocidad de calentamiento.
1.4.2.! Pirólisis de biomasa.
La carbonización de biomasa normalmente se realiza en ausencia de oxígeno y a
temperaturas cercanas a 500°C. El producto resultante tiene una densidad energética mayor
8
que la biomasa común y podría usarse en la obtención de calor o electricidad en motores a
combustión con potencias hasta 10 MW y eficiencias de 60-70%, o en turbinas a gas con
eficiencias superiores y mediante ciclos combinados de alta eficiencia. El factor de planta
se encuentra entre 80 y 90% (Bastidas, Buelvas, Márquez, & Rodríguez, 2010).
Tabla 4. Tipos de pirólisis (Klug, 2012).
La biomasa conduce pobremente el calor, por lo que la influencia del tamaño y forma
afectan el tiempo de residencia de los materiales volátiles al interior de la partícula. Por esta
razón, se favorece las reacciones de craqueo. Las cuales pueden disminuir el rendimiento
de los gases condensables. Si la partícula de biomasa es muy fina, habrá una menor
resistencia a que las partículas volátiles se escapen, por lo que habrá mayor FO recuperado.
Finalmente, el tamaño de partícula está directamente relacionado con la tasa de
calentamiento para el proceso de pirólisis rápida, a mayor tasa de calentamiento se obtiene
más cantidad de FO (Arbeláez et al., 2013).
!Materia prima para la pirólisis a realizar en este estudio
1.5.1.!Caucho de llanta
En Colombia, los residuos generados por el caucho de las llantas son aproximadamente
61,000 toneladas por año, siendo depositadas en lugares clandestinos, generando así daños
ambientales y sanitarios para el entorno, puesto que se transforma en el hábitat para
Tipo de Pirólisis Condiciones Velocidad de calentamiento
Liquido (%)
Carbón (%)
Gas (%)
Flash/Rápida 500°C, 1 s de tiempo de residencia de vapor caliente
500ºC/s 75 12 13
Intermedio 500°C tiempo de residencia de vapor caliente 10-30 s
17 a 50ºC/s 50 25 25
Carbonización Lenta
400°C tiempo de residencia del vapor en horas o días.
<<1ºC/s 30 35 35
Torrefacción Lenta
290°C tiempo de residencia de sólidos ~30 min
<<1ºC/s NA 82 18
9
roedores produciendo enfermedades patogénicas a los ciudadanos (Betancur, Martínez, &
Murillo, 2009).
1.5.2.!Bagazo
El bagazo, es el residuo que proviene de la caña de azúcar y tiene un potencial muy grande
en las nuevas tecnologías de generación de energía limpia, puesto que se soluciona el
problema de colocación y/o disposición del residuo. En Colombia, se produce alrededor de
24 millones de Tm de caña de azúcar anualmente, de estas el 25% son 6 millones de Tm
bagazo (Pandey, Soccol, Nigam, & Soccol, 2000). Este bagazo se usa en la industria
azucarera para la generación de la energía de proceso, sin embargo en este caso se genera
un residuo contaminante de este material, pues se produce en exceso a requerimientos
energéticos.
!Estudios anteriores dentro del grupo de investigación
Los resultados más relevantes de cada uno de los trabajos que se han realizado en
pirólisis dentro del contexto del grupo de investigación donde este estudio se realiza, se
resumen en la Tabla 5. Hasta el momento se han obtenido resultados de pirólisis en reactor
por lotes, tratando en algunos casos de incrementar la velocidad de calentamiento y en otros
de usar catalizadores, usando como materias primas residuos lignocelulósicos y caucho de
llantas. Debido a que los porcentajes de conversión a FO son bajos comparados con los que
se reportan en la literatura, y que los factores que se han estudiado no han tenido influencia
importante en la conversión, se ha detectado la importancia de explorar reacciones en
reactores de lecho fluidizado.
10
!Caída de presión del sistema
A la hora de modelar el reactor de lecho fluidizado, es necesario tener en cuenta el
tiempo de residencia del gas en las burbujas que se forman cuando el gas entra al reactor, y
también la reacción que se genera con las partículas sólidas. Debido a que en el presente
trabajo sólo se observa la hidrodinámica del sistema, la influencia de la reacción en la
fluidización del lecho queda sin explorar.
Para calcular la velocidad mínima y máxima de operación del lecho para lograr la
fluidización se deben tener en cuenta ciertos aspectos. La caída de presión se asocia con la
velocidad de fluidización, cuando esta es muy baja las partículas están estacionarias; pero al
aumentarse, la fuerza gravitatoria será igual a la fuerza de caída de presión y el fluido
comenzará a moverse. Este comportamiento está relacionado con la ecuación de Ergun,
representada en la Ecuación 2 y Ecuación 3 (Kunii et al., 2013).
∆)#K"
= 150(1 − 3"L)3"J
M80NO -O.P
L + 1.75(1 − 3")3"J
1280NO -O.P
44444444444444444444(2)
∆)#K"
= 5 1 − 3"# 1O − 12 44444444444444444444444444444444444444444444444444(3)
Es importante tener en cuenta el valor del Reynolds al usar estas dos ecuaciones, si este
es mayor o menor a 20. Al combinar estas dos ecuaciones, se obtienen las Ecuaciones 4 y 5.
1.75F3"#J
-.8"#12M
L
+150 1 − 3"#
FL3"#J-.8"#12
M=12 5 1' − 12 -.
J
ML444467 > 204444 4 !
448"# =F-.
L
150M5 1' − 12
3"#J
1 − 3"#44444444444467 < 204444444444444444444444444444(5)!
!
!
11
Tabla 5. Proyectos de grado en pirólisis realizados dentro del contexto del grupo de investigación en el que este trabajo se desarrolla.
Autor del trabajo
Nombre del proyecto de grado
Objetivo Resultados destacados
Miguel Páez Determinación experimental del proceso de pirólisis utilizando como materia prima caucho de llanta y bagazo de caña de azúcar
Cuantificar experimentalmente la composición del efluente gaseoso, a través de mediciones hechas en neumáticos de desecho y la mezcla neumático+bagazo de caña de azúcar para recomendar condiciones de operación que resultarían en la producción de gas combustible.
Entre las condiciones de operación probadas, el gas con mayor valor calorífico superior se obtuvo para una mezcla 50 % -50 % de neumático+bagazo de caña, en un rango de temperatura de pirólisis de 472-727°C. El aumento en la producción de CO y CH4 y la disminución del CO2
permite que el gas producido para ser utilizado como un combustible de calidad, alternativo al gas de síntesis.
Aida Maldonado
y Sandra Sánchez
Determinación experimental de las proporciones másicas en las que se obtienen las fases sólida, líquida y gaseosa de mezclas de bagazo de caña de azúcar-caucho de llanta por pirólisis rápida y flash
Cuantificar experimentalmente las cantidades de las Corrientes sólida, líquida y gaseosa obtenidas usando diferentes proporciones de una mezcla de bagazo de caucho de llantas en procesos de pirólisis rápida y flash realizados entre 400 y 900ºC
Las tasas de calentamiento aumentan conforme aumenta la temperatura final del proceso pirolítico, así mismo se pudo observar que éstas dependen de la composición de la mezcla inicial ya que a mayor cantidad de bagazo mayor es la tasa de calentamiento
Daniel Sánchez
Producción diésel sintético a través de pirólisis catalítica de biomasa de residuos mezclas de llantas
Evaluar la viabilidad de utilizar el FO producido por la pirólisis catalítica de mezclas de neumático y bagazo de caña en la producción de combustible diésel segunda generación.
Se pudo observar que el FO producido por la pirólisis en las mezclas de neumático y bagazo de caña reduce con la adición de SCB el rendimiento y aumenta la cantidad de agua. El gas resultante fue más oxidado y con menor capacidad calorífica. La temperatura tuvo un efecto mayor en la pirólisis.
Alejandra Cortés
Exploración de la obtención del FO a partir de pirólisis de desechos de neumáticos en presencia de catalizadores básicos
Obtener y caracterizar FO a partir de desechos de neumáticos mediante pirólisis catalítica.
Los rendimientos y las composiciones de las tres fracciones dependen de los valores de los parámetros del proceso (temperatura, velocidad de calentamiento, presión, tiempo de residencia, material de granulometría, materia de partida) y para la fracción líquida, la temperatura de condensación.
Para calcular el valor de 3"#, que es la fracción de vacío al punto de mínima
fluidización, se usa la Ecuación 6.
3"# = 0.586FX9.YL ML
12 5 1' − 12 -.J
9.9LZ
4444444444444444444444444444444444444444444 6 !
12
El tamaño del lecho se ve afectado por de la velocidad del gas, esta genera que las
partículas se separen, y así, permite la formación de las burbujas. Para calcular la velocidad
y el diámetro de burbuja se hace uso de las Ecuaciones 7 y 8.
8* = 89 − 8"# + 0.71 5-* L4444444444444444444444444444444444444444444444444444444444444(7)
7X9.JP[\] =
-*" − -*-*" − -*0
44444444444444444444444444444444444444444444444444444444444444444444444444(8)
Donde -*0y -*"4 son los diámetros de burbuja mínimo y máximo respectivamente; y se
calculan utilizando las siguientes expresiones que se muestran en las Ecuaciones 9 y 10.
-*0 = 0.00376 89 − 8"#L444444444444444444444444444444444444444444444444444444444444(9)
-*" = 0.652 &' 89 − 8"#9._44444444444444444444444444444444444444444444444444444(10)
Si la velocidad terminal 8:, es mayor a la velocidad del gas, este desplaza las partículas.
Para determinar 8:, es necesario tener en cuenta de nuevo el valor del Reynolds (Kunii et
al., 2013). El cálculo se muestra en las Ecuaciones 11 y 12.
8: =5(1' − 12) -.
L
18M44444444444467 < 0.4444444444444444444444444444444444444444444(11)
8: =1.78`10XL 5(1' − 12)
L
12M
aJ
-.444444444440.4 < 67 < 50044444444444444444444444444444(12)
!Consideraciones para el diseño del reactor
Para saber la altura indicada del reactor se usa la Ecuación 13; sin embargo se debe tener
en cuenta que las dimensiones de altura mínima y expansión del lecho cumplan la
expresión de la Ecuación 14 (Ramírez, Martínez, & Petro, 2007).
!% = bc! + !44444444444444444444444444444444444444444444444444444444444444444444444444444444(13)
13
1.2 <!!"#
< 1.44444444444444444444444444444444444444444444444444444444444444444444444444444(14)
Donde d
de] se calcula en la Ecuación 15.
!!"#
= 1 +10.978 89 − 8"#
9.YJf1'9.JYg-.
a.99g
8"#9.ZJY129.aLg44444444444444444444444444444444444(15)
El factor TDH se calcula con la correlación presentada en la Figura 3, en la cual se
relaciona el diámetro del reactor y la velocidad de fluidización
Figura 3. Correlación para el cálculo del TDH(Ramírez et al., 2007).
El diámetro del reactor depende de la velocidad del aire y el área en la que se logra una
fluidización; para que esta sea segura se debe cumplir la siguiente relación, expresada en la
Ecuación 16 (Ramírez et al., 2007).
∆), <∆)*∆)+100
4444444444444444444444444444444444444444444444444444444444444444444444444(16)
Para calcular ∆),, ∆)* y ∆)+, se usan la Ecuación 17, Ecuación 18 y Ecuación 19.
∆), =1225
8"#&'L444444444444444444444444444444444444444444444444444444444444444444444444444(17)
∆)* = 1'5!"# 1 − 3"# 4444444444444444444444444444444444444444444444444444444444444444444(18)
14
∆)+ = 0.01 + 0.2 1 − 7`iX_jkLde] 44444444444444444444444444444444444444444444444444444 19
!Modelos empíricos
Los modelos empíricos son ampliamente utilizados cuando se desconoce el modelo teorico
para un proceso en funcionamiento, planteando ensayos de cambio en alguna o algunas
condiciones de operación y registrando la variación de la variable de proceso que es
afectada. Un análisis de los resultados obtenidos, experimentalmente, dan la posibilidad de
poder ajustar un modelo matemático. Esta clase de modelos se utilizan especialmente para
verificar la consistencia del modelo matemático planteado teóricamente para el sistema.
! Diseño de “modelos fríos”
El diseño y construcción de reactores en “modelos fríos” han sido ampliamente utilizados y
desarrollados para los procesos de gasificación y pirólisis, sin tener en cuenta los efectos
calóricos que produce el sistema. Tal como se mencionó en la Sección 1.2, 1.3 y 1.4, el
reactor de lecho fluidizado se ha implementado en la pirólisis a temperaturas elevadas para
obtener altos rendimientos del estado líquido combustible. El principal objetivo de la
construcción de los reactores en “modelo frio” es poder visualizar la hidrodinámica del
sistema, que esta conjuntamente relacionado con conocer los parámetros de operación y las
restricción que presente el modelo (Boukis, Grammelis, Bezergianni, & Bridgwater, 2007).
Por otro lado se han implementado este tipo de modelos para visualizar la dispersión de
algunos componentes en los perfiles de transporte; dando paso a la determinación de los
parámetros adecuados para obtener una mejor distribución de partículas en el lecho
15
fluidizado, lo cual conlleva a garantizar una adecuada y eficiente transferencia de calor
(Zhang et al., 2013).
Un modelo de flujo en frío simula con precisión un dispositivo mecánico que es crítico
para el funcionamiento de una unidad particular. Típicamente, el modelo está diseñado y
fabricado de acero y / o plástico en un tamaño que es lo suficientemente grande para
minimizar los efectos de transferencia de masa y de la pared. El uso de estos modelos, las
mediciones cualitativas y cuantitativas se pueden hacer para ayudar a verificar y optimizar
los criterios de diseño para una variedad de sistemas de gas-sólido-líquido y gas. Estas
mediciones incluyen la mezcla, la separación, la caída de presión, la erosión y / o densidad.
Hay que tener en cuenta que lo que se espera con el modelo empírico frio es encontrar
las condiciones de operación que garanticen un lecho fluidizado y posteriormente,
implementarlo en un modelo empírico caliente, en donde existirá un efecto calórico que
cambiara las condiciones de operación, sin embargo se realizara el cálculo de las
velocidades y de los parámetros con las nuevas condiciones de operación y esperando que
en este sistema caliente también se genere un lecho fluidizado.
16
OBJETIVOS DEL PROYECTO
2.1. Objetivo Principal
Diseñar un reactor de lecho fluidizado para la realización de reacciones pirolíticas
considerando, restricciones de tamaño del reactor dadas por el espacio disponible y datos
experimentales de hidrodinámica (caída de presión y observación de fluidización)
obtenidos a partir de un modelo frío.
2.2. Objetivos Secundarios
1.! Simular el proceso de pirólisis usando el software Aspen Plus®, con el fin de
explicar la fenomenología del proceso en las condiciones de equilibrio.
2.! Diseñar y construir un reactor de lecho fluidizado en modelo frío que sirva como
base para establecer las condiciones de operación (flujo de aire, materia prima,
dispositivos de distribución de aire, tamaño de la partícula y volumen de alimentación)
que podrían resultar en un lecho fluidizado.
17
METODOLOGÍA
3.1. Simulación
Con el fin de entender teóricamente el proceso de pirólisis se llevaron a cabo
simulaciones en el software Aspen Plus® realizando las siguientes suposiciones:
•! El sistema opera bajo condiciones de estado estable.
•! El sistema es isotérmico.
•! Las cenizas son material inerte, lo que quiere decir no tendrán ningún papel en las
reacciones químicas que se llevan a cabo.
•! Las reacciones de gasificación se encuentran en equilibrio. Por ende, no se encontrará
presente ningún producto que se genere en reacciones que no se encuentren en el
equilibrio.
La simulación realizada en el software Aspen Plus®, tiene en cuenta que la biomasa que
está presente en la corriente de alimentación está definida como sólidos no convencionales.
El diagrama de flujo correspondiente a esta simulación se encuentra en la Figura 4. La
primera parte de la simulación corresponde a la entrada de la alimentación en el primer
reactor (R-101) de tipo yield, en donde la materia prima se transforma en los elementos
más simples que la componen, estos son: hidrógeno, oxígeno, carbón, nitrógeno, azufre y
cenizas (CHONS), para este reactor fue necesaria el uso del rendimiento de la reacción, los
cuales se obtuvieron por medio del código Fortran que se encuentra en el Anexo 1 y el
análisis próximo y último que se encuentra en la Tabla 6. Luego los productos del reactor
R-101 entran en un segundo reactor (R-102) de tipo Gibbs, en donde se calculán las
18
especies que minimicen la energía libre de Gibbs. Finalizando la corriente de producto del
reactor R-102 entran en un proceso de separación de fases, este proceso consta de dos
equipos, los cuales cumplen con la función de separar las fases que se encuentran presentes.
A continuación se explicara cada uno de los equipos utilizados y su funcionamiento:
•! Reactor DECOMP (RYIELD): Este equipo se utiliza cuando se llevan a cabo
reacciones con materiales no convencionales como lo son: desechos de comida,
aceites para convertirlos en sus compuestos más simples como lo son H2, O2, N2,
S2 y cenizas. Este tipo de reactor permite que se defina la reacción por medio
del de rendimiento sin necesidad de tener todas las reacciones químicas que
definan el sistema (Yahuassain, 2015).
•! Reactor de Pirólisis (RGIBBS): Este equipo tiene el propósito de llevar a cabo
las reacciones de pirólisis, debido a que las cinéticas de cada una de las
reacciones se desconoce, se prosigue a seleccionar los posibles productos que se
pueden obtener tanto gaseosos como bio-oil, esta selección de productos se hace
por medio de reportes de literatura en donde se escogen los que tienen un mayor
porcentaje de producción.
•! Ciclón: Este equipo se encarga de separar la fase gaseosa de la fase sólida, la
cual corresponde al producto carbonoso resultante durante las reacciones
llevadas en los reactores R-101 y R-102.
•! Separador Flash: Este equipo se encarga de separar la fase gaseosa en los
productos condensables y los no condensables.
Los análisis próximos y últimos que se introducirán en el software se encuentran
reportados por (Rezaiyan & Cheremisinoff, 2005) para el caucho de llantas y por
19
(Mavukwana, Jalama, Ntuli, & Harding, 2013) para el bagazo de caña. Estos se encuentran
presentes en la Tabla 6.
!Figura 4. Diagrama de flujo de la simulación en Aspen Plus ®
Tabla 6. Análisis último y próximo de la materia prima (Mavukwana et al., 2013) (Rezaiyan & Cheremisinoff,
2005).
Bagazo de caña Caucho de llanta Análisis Próximo
Humedad 6.8 0.92 Cenizas 5.6 3.49
Material Volátil 82.5 64.9 Carbón fijo 11.9 30.6
Análisis último (Base seca %peso %peso) Carbón 47.5 74.2
Hidrógeno 5.9 7.26 Nitrógeno 0.29 0.32
Sulfuro 0.07 1.53 Cenizas 5.6 3.49 Oxigeno 40.7 13.1
20
3.2. Materiales
3.2.1.! Materia prima
La caña de azúcar fue donada por un productor de panela, el cual se localiza en
Barbosa, Santander (Colombia), mientras que el caucho de llanta fue suministrado por la
compañía Renovadora de llantas “Renboy” S. A, con un diámetro de partículas entre 4750
a 180 µm.
El tratamiento realizado para la obtención de bagazo consistió en colocar la materia
prima en un MERMET UFB 700 a una temperatura de 45ºC durante dos semanas, esto se
hizo hasta que se obtuvo un porcentaje de humedad menor al 10%.
El segundo paso se basó en triturar la caña por medio de un molino Fritsch pulverizette
19 y finalmente se realizó un tamizado utilizando una torre Pinzuar PS-35 para separar los
diferentes diámetros de partículas obtenidos en la producción de bagazo de caña.
3.2.2.! Construcción del modelo frío
Para la construcción del modelo frio en transparente, se utilizaron básicamente cinco
elementos, como se observa en la Figura 5. El modelo en frio se construyó en acrílico
transparente con un grosor de 0.2 mm (Figura 5.(1), Figura 5.(3) y Figura 5.(5)), una
válvula con un diámetro de 4.6 cm (Figura 5.(2)) y una malla de acero de mallado 0.25 mm
(Figura 5.(4)). El elemento 1 funciono para la medición del volumen de las materias
primas, el elemento 2 es la válvula y funciono para regular la entrada de la materia prima al
elemento 3. El elemento 3 funcionaba para modelar la hidrodinámica del sistema y sus
desprendimientos laterales para la medición de la caída de presión. El elemento 4 era la
malla que no permitía que la materia prima llegara al elemento 5, y permitía crear un mejor
perfil de distribución. Finalmente el elemento 5 tiene una perforación inferior por la cual
llegaba el flujo del aire, y este a su vez tenía el dispositivo de distribución compuestos a
21
partir de pellets, los cuales permiten obtener un mejor perfil de distribución de la corriente
del aire que entra al reactor.
Figura 5. Elementos individuales para la construcción del modelo en frío.
3.3. Diseño del modelo en frío.
Para el diseño del modelo en frío, se tuvo en cuenta la relación diámetro: longitud que se
recomienda en la literatura. A este respecto, de acuerdo con esta relación debe ser de 5 a 1,
respecto a la longitud del diámetro. Adicionalmente, se tuvieron en cuenta las restricciones
de espacio disponible en el laboratorio. Debido a que el reactor que este modelo quiere
simular, se usará para el calentamiento una mufla de la marca Thermo Scientific modelo
numero: F30420C-60-80 que tiene 36cm, la altura máxima del reactor sería de 30 cm con lo
que el diámetro del modelo frio quedó fijo en 29 cm.
En la Figura 6 se ilustra el montaje. Las dimensiones y planos del modelo del reactor
se encuentran en la Figura 7.
22
El modelo frío del reactor consta de varias partes, la primera de ella tiene como función
la medición de materias prima, que se debe realizar para poder alimentar el reactor a
medida que pasa el tiempo sin necesidad de apagar, limpiar, sacar y volver a alimentar el
reactor.
Figura 6. Montaje del reactor de lecho fluidizado basado en la literatura
Por otro lado el volumen de entrada de materia prima fue uno de los factores que se
analizaron en este estudio; el segundo elemento es una válvula que regula la entrada del
alimento al reactor, en tercer lugar se encuentra el modelo del reactor el cual se encarga de
modelar la hidrodinámica del sistema.
Este consta de dos partes en donde se observa que hay una diferencia de diámetro, la
parte inferior con un diámetro superior se localizara dentro de la mufla que se encuentra en
la Figura 8, mientras que la parte superior con menor diámetro se encontrara por fuera de la
Medición!de!materias!primas
Válvula
Tubería!de!recolección!de!gases
Modelo!del!reactor
Malla!de!
Dispositivo!de!distribución Tubería!de!entrada!
del!flujo!del!aire!
23
mufla e irán conectadas por un orificio que se encuentra en la parte superior de la mufla,
debido a este orificio es por el cual existe un cambio de diámetro en la estructura.
En cuarto lugar existe la tubería de recolección de gases que se encuentra unida a la
parte con menor diámetro del modelo del reactor en donde esta se unirá por fuera de la
mufla para la recolección de bio-oil y medición de gases. Luego sigue la malla de acero, la
cual cumple con la función de tener separada la materia prima del dispositivo de
distribución de gases que se encuentra en el sexto lugar, por último se tiene la tubería de
entrada del aire la cual se conecta por la parte inferior del reactor.
Figura 7. Montaje del reactor de lecho fluidizado vista lateral
El modelo en frio consta de diferentes partes como se mencionó anteriormente, por lo
tanto se realizaron diferentes mediciones, manteniendo una relación entre diámetro y
longitud del reactor que se encuentra en la literatura para poder obtener un lecho
fluidizado.
24
Estas medidas se realizaron a partir del Equipo de pirólisis que se encuentra en el
laboratorio ML 041 de la Universidad de los Andes (Figura 8), en donde el reactor tenía
que encajar perfectamente dentro de la mufla, para que la parte inferior del reactor tuviera
en el centro un orificio que conectara con la tubería del flujo de entrada.
!Figura 8. Equipo de Pirólisis ubicado en el laboratorio ML 041
Para cumplir este requerimiento era necesario que tuviese de alto una altura de 36 cm
teniendo en cuenta tanto el dispositivo de distribución como el modelo, por lo tanto se
obtuvo que el reactor tuviera una altura de 29 cm y el dispositivo una altura de 7 cm con un
diámetro de 1 in para ambos casos.
Luego se encuentra que la parte superior de la mufla tiene un orificio de ¾ in que
comunica con el exterior. Es en esta parte donde el modelo en frío obtiene una disminución
de diámetro y se incorporan 10 cm más de altura. Por último se encuentra que en la parte
derecha se conecta para la recolección de gases, por lo tanto se realiza una tubería
horizontal con 10 cm de largo y ¾ in de diámetro.
Para finalizar se añade una válvula para regular la alimentación de materia prima al
reactor por medio de un dispositivo de alimentación el cual debe tener el mismo diámetro
que la tubería del reactor externa. Las dimensiones del reactor se encuentran explicitas en la
Figura 7.
25
3.4.! Experimentación
3.4.1.! Tamizado
Tanto el bagazo como el caucho de llanta que se usaron en este estudio fueron tamizados
para controlar el tamaño de partícula. Este tamizado se realizó usando una torre de tamices
Pinzuar (Tabla 7).El procedimiento se inició colocando una muestra de la materia prima de
300 g en el tamiz superior de la torre. La agitación se permitió por un tiempo de 300 s. !
Tabla 7. Tamaño de partícula No Tamiz Diámetro de partícula (mm)
4 4.75 20 0.84 40 0.42 60 0.25 80 0.18
3.4.2.! Densidad real
De acuerdo al protocolo BCL 1116 (Explicado de manera detallada en el Anexo 2), se
procedió a pesar 0.4 g de la muestra para cada una de las materias primas en el picnómetro.
Se agregó agua destilada hasta que se completó el volumen total del picnómetro,
posteriormente se tapó con el tapón de vidrio, y se pesó en la balanza electrónica con una
desviación de ±0.0014g.
3.4.3.! Estimación de velocidades
Para estimar las velocidades de fluidización teóricas, velocidad de burbuja y velocidad
terminal en función del tamaño de partícula de cada una de las materias primas, se
aplicaron las ecuaciones de las Secciones 1.7 y 1.8.
3.4.4.! Experimentación en el reactor de lecho fluidizado
Debido a que se trataba determinar la influencia de los parámetros de operación
(factores) listados en la Tabla 8 sobre la fluidización del sistema, se realizó inicialmente un
26
diseño factorial 27, usando la caída de presión como variable de respuesta. Sin embargo, a
través de la realización de experimentos preliminares, pudo determinarse que ni el modo de
alimentación de la materia prima ni el sistema de recolección de gases tienen influencia
sobre la caída de presión (ver detalles en la Sección 3.3), por lo que estos dos factores se
eliminaron. Esto implica que el diseño experimental fue reducido a 25, por lo que se
realizaron un total de 64 corridas experimentales (incluyendo las réplicas). La importancia
de aplicar el diseño experimental radica en que permite conocer cuáles de los factores de
control tiene incidencia sobre la variable de respuesta, si existe interacción entre los
factores y con cuál(es) combinación(es) se logra cumplir con el objetivo de obtener algún
grado de fluidización en el reactor. Además se puede establecer cuál combinación de los
parámetros de operación resulta en la menor caída de presión (medición indirecta de la
fluidización del sistema).
Tabla 8. Niveles de diseño y factores a estudiar
Factores Niveles del diseño factorial
Dispositivos de distribución de flujo Dispositivo1, Dispositivo 2
Materias primas Bagazo de caña; Caucho de llanta
Diámetro de partícula (mm) 0.42; 0.25 Presión de flujo (Bar) 0.125; 0.250
Cantidad de alimentación (ml) 50; 100 Modo de alimentación de materia prima Carga inicial ; Carga Durante
Sistema de recolección de gases Válvula abierta ; Válvula cerrada Durante el diseño experimental se midió la caída de presión con un manómetro modelo
407910 (con un error ∓3%) en el sistema a tres alturas (7, 14 y 21 cm) puntos fijos dentro
del reactor.Por otra parte se realizó un registro fotográfico usando una cámara Samsung HD
WB15OF, que permitió determinar las condiciones adecuadas para la obtención de un lecho
fluidizado.
27
3.4.5.! Relación de la caída de presión y el flujo del aire
Se realizaron pruebas para determinar la influencia del flujo de aire en la caída de
presión en diferentes puntos del reactor entre el punto de entrada del aire a 7 cm, 14 cm y
21 cm de altura. Esto es importante porque si la caída de presión no permanece dentro de
un rango constate o es demasiado grande (> 0.14 bar) el dispositivo de distribución de aire
debe cambiarse.
3.4.6.! Diseño de plato de distribución
El diseño del plato de distribución determina la caída de presión del sistema, por esta
razón un diseño cuidadoso de este dispositivo es de primordial importancia. Cinco de los
platos más usados en la industria que se caracterizan por producir una buena fluidización
que además es estable en todo el lecho, minimizan la penetración de sólidos, soportan el
peso del lecho y que tienen una buena durabilidad se muestran en la Figura 9.
Para la construcción de del platos se deben tener muy en cuenta aspectos como la
limpieza, durabilidad, costos, construcción y caída presión. Los platos perforados poseen
una alta caída de presión y el sólido muchas veces se escurre dentro de los orificios (Figura
9.(a)).Las láminas perforadas poseen agujeros semielípticos dentro del plato, requieren un
esfuerzo mecánico (Figura 9.(b)).Los platos de boquillas son difíciles de construir, pero el
sólido casi nunca ingresa al platos, por otra parte son costosos (Figura 9.(c)).Los tubos
burbujeadores son aquellos que poseen un tubo sistema de tubos integrados para la
distribución del gas, son costosos y difíciles de construir (Figura 9.(d)). Por último los
platos de distribución de grillas cónicas laterales poseen una pérdida de carga alta, sin
embargo promueven un buen mezclado (Figura 9.(e))(Bucalá, 2005). Los dos sistemas de
distribución de aire implementados en este estudio se ilustran en la Figura 10.
28
Figura 9. Platos de distribución para un lecho fluidizado (Bucalá, 2005).
En donde la variable de respuesta es la caída de presión en tres puntos distintos dentro
del modelo en frío, esta caída de presión se debe mantener en un rango constante para
lograr garantizar la fluidización del sistema.
! Figura 10. Dispositivos utilizados en la práctica
Dispositivo 1 Dispositivo 2
Vista Lateral Vista Lateral Vista Frontal Vista Frontal
29
RESULTADOS Y DISCUSIÓN
A continuación se encuentran los resultados obtenidos del estudio realizado, primero
se encuentran los resultados correspondientes a la simulación realizada por medio del
software Aspen Plus®, luego se encuentran todos los resultados correspondiente a la parte
experimental.
4.1.! Simulación
La simulación realizada en el software Aspen Plus®, permite realizar un análisis de
sensibilidad, en donde las variables que se tienen en cuenta son la temperatura de
funcionamiento del reactor, la entrada del flujo de aire al proceso y el tipo de alimentación.
Esto se realiza con el fin de observar y comprender el comportamiento de los productos en
fase gaseosa, líquida y sólida que se obtienen después de llevar a cabo la reacción
pirolítica, estos perfiles se encuentran en la Figura 11 y así mismo también se realiza un
análisis para los perfiles de comportamiento de los compuestos gaseosos que se van
formando a medida que la reacción se va llevando a cabo, este comportamiento se
encuentra en la Figura 12. Es importante recalcar que los resultados obtenidos en la
simulación representan composiciones si se alcanza el equilibrio. Por último los resultados
completos de la simulación se encuentran recopilados en el Anexo 3.
Por medio de los resultados obtenidos se pueden inferir, una diferencia importante en las
fracciones que se obtienen en las tres fases, las cuales dependen de la composición de la
alimentación ingresada a la simulación. La presencia de biomasa permite un mayor
rendimiento en la fase gaseosa y líquida, dando paso al aumento en los productos de FC y
gaseoso. Esto se atribuye a que el bagazo de caña utilizado como materia prima posee una
30
mayor cantidad de humedad y material volátil con respecto al caucho de llanta (Tabla 6)
(Figura 11).
Así mismo se observa claramente un aumento en los productos gaseosos con respecto al
aumento de la temperatura del proceso, esto se ocasiona debido a que a mayor temperatura
se promueve mayor generación de productos como lo son dióxido de carbono, monóxido de
carbono, metano, entre otros ( Figura 12).
Por otro lado existe un aumento en la cantidad del producto carbonoso cuando no se
encuentra presente como materia prima el bagazo de caña, esto se debe a que el caucho de
llanta contiene una mayor cantidad de carbón fijo, como se encuentra en el análisis ultimo
realizado por Rezaiyan para el caucho de llanta y Mavukwana para el bagazo de caña que
se encuentra en la Tabla 6. También se evidencia que la fase gaseosa posee un pico entre
500 hasta 800ºC, mientras para la fase líquida posee un mejor rendimiento a temperaturas
bajas entre 100-400ºC y si se ingresa una materia prima compuesta principalmente por
bagazo de caña se obtiene un mayor rendimiento de la fase líquida.
Al realizar un análisis de sensibilidad con respecto a la temperatura de pirólisis que
varía entre 100-900°C y con la materia prima ingresada a los procesos se forma un
producto que contiene tres fases (sólida, líquida y gaseosa).
Se evidencia que la producción de fase gaseosa es favorecida a medida que la
temperatura del proceso de pirólisis va aumentando, por otro lado se observa que los
productos en estado líquido bajan el rendimiento a medida que la temperatura aumenta,
para lograr mantener el equilibrio después de la pirólisis en cada uno de los productos. Las
diferencias que se encuentran presentes en la Figura 11, corresponden al tipo y cantidad de
materia prima que se utiliza, esto es ocasionado por la composición de cada uno de los
desechos que se están tratando, ocasionando que cuando se utiliza como materia prima
31
caucho de llanta Figura 11.(b) la fase sólida es mayor, debido a que posee un porcentaje
mayor en carbón fijo con respecto a la otra materia prima (Tabla 6), mientras si se utiliza
solamente bagazo de caña Figura 11.(a) se favorece la producción en fase gaseosa y líquida
debido a que esta posee mayor cantidad en porcentaje de material volátil y humedad.
Figura 11. Conversión a fases sólida, líquida y gaseosa como función de la temperatura y la materia prima. a) Caucho de llanta. b) Bagazo de caña c) Mezcla de Caucho de llanta y bagazo de caña.
La Figura 12, se observar que la corriente gaseosa se compone principalmente por los
siguientes compuestos: metano, dióxido de carbono y monóxido de carbono. Teniendo en
cuenta que estamos trabajando sobre el supuesto de equilibrio químico.
Los compuestos gaseosos formados a temperaturas bajas favorecen la producción de
agua, esto se debe ya que las reacciones de producción de agua presentan una energía libre
de Gibbs baja. Así mismo se observa que la generación de metano y agua están dadas por
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
0 150 300 450 600 750 900
Fluj
o [k
g/h]
Temperatura [ºC]
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
0 150 300 450 600 750 900
Fluj
o [k
g/h]
Temperatura [ºC]
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
0 150 300 450 600 750 900Fl
ujo
[kg/
h]
Temperatura [ºC]
b)a)
c)
32
las Ecuaciones 20 y 21. Por ende mayor producción de metano también se obtendrá a
menores temperaturas.
<> + 3!L ↔ <!_ + !L>4444444444444444444444444444444444444444444444444(20)!
4<>L + 4!L ↔ <!_ + 2!L>444444444444444444444444444444444444444444444444(21)
Adicionalmente se tiene que a temperaturas altas se produce mayor cantidad monóxido
de carbono y dióxido de carbono, esto se debe a que en el equilibrio químico a alturas
temperaturas se tienden a formar moléculas de bajo peso molecular, ocasionando mayor
cantidad de producción de gases no condensables.
Figura 12. Composición de la fase gaseosa como función de la temperatura y la materia prima. a) Caucho de llanta. b) Bagazo de caña c) Mezcla de Caucho de llanta y bagazo de caña.
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1
0 150 300 450 600 750 900
Frac
ción
Mol
ar
Temperatura [ºC]
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1
0 150 300 450 600 750 900
Frac
ción
Mol
ar
Temperatura [ºC]
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1
0 150 300 450 600 750 900
Frac
ción
Mol
ar
Temperatura [ºC]
b)a)
c)
33
4.2.! Tamaño de partícula a pirolizar
Después del tamizado explicado en la Sección 2.4.1, se procedió a hacer un análisis
granulométrico tanto del caucho de llanta como del bagazo. Los resultados de distribución
acumulada y diferencial se presentan en las Figuras 13 y 14 respectivamente.
Figura 13. Distribución acumulada a) Caucho de llanta, b) Bagazo de caña
El tamiz 60 con un diámetro de partícula de 420-250 µm, retiene aproximadamente
entre el 90-95% de la muestra total (Figura 13). Por otro lado, se observa la que la
distribución diferencial es del tipo chi cuadrado (Figura 14), en donde el punto más alto de
0
20
40
60
80
100
> 4750 4750 - 850 850 - 420 420 - 250 250 - 177 < 177
% R
eten
ción
acu
mul
ada
Rangos del diámetro de partícula [nm]
0
20
40
60
80
100
>4750 4750-850 850-420 420-250 250-177 <177
% R
eten
ción
Acu
mul
ada
Rangos del diámetro de partícula [nm]
a)
b)
34
la distribución corresponde al tamiz con mayor cantidad de materia prima retenido. El
tamiz 20 con un diámetro de partícula equivalente a 4750-850 µm, retiene
aproximadamente 469 g de caucho de llanta y 152 g de bagazo de caña.
Figura 14. Distribución diferencial a) Caucho de llanta, b) Bagazo de caña
4.3.! Densidad Real
Siguiendo el procedimiento experimental explicado en la Sección 2.4.2, se aplicó la
Ecuación 22.
0
10
20
30
40
50
60
70
> 4750 4750 - 850 850 - 420 420 - 250 250 - 177 < 177
% R
eten
ción
Acu
mul
ada
Rangos del diámetro de partícula [nm]
010203040506070
>4750 4750-850 850-420 420-250 250-177 <177
% R
eten
ción
Acu
mul
ada
Rangos del diámetro de partícula [nm]
a)
b)
35
1,pj/5qK
=1jrsj ∗ (uv −uw)
uv −uj +uvx −ux4444444(22)
Donde uv4corresponde a la masa del picnómetro con la materia prima, uw corresponde a
la masa del picnómetro vacío, 1jrsj corresponde a la densidad del agua a la temperatura en
la cual se realiza la medición (tomada de valores reportados en la literatura (Nelson Smith,
Pierce, & Gayoso Andrade, 1991), uxv corresponde a la masa del picnómetro con la
materia prima y el agua destilada y ux corresponde a la masa del picnómetro con el agua
destilada (mediciones en gramos), Los resultados obtenidos se observan en la Tabla 9.
Con respecto a las densidades obtenidas se evidencia que el caucho de llanta posee una
mayor densidad con respecto al bagazo de caña, siendo cinco veces mayor a la densidad
del bagazo de caña. Al implementar un tamaño de partícula menor, la densidad real fue
mayor para los dos casos, esto se debe a la relación de densidad con respecto a masa y
volumen, sin embargo es importante aclarar que su cambio fue mínimo para ambas
materias primas.
Tabla 9. Densidades reales de las materias primas utilizadas Parámetros
1,pj/gmL
Diámetro de partícula uv uj uvx ux 1jrsj
Llanta 0.25 (mm) 18.68 18.28 28.21 28.32 0.99840 1.36 Llanta 0.42 (mm) 18.64 18.24 28.23 28.33 0.99840 1.27 Bagazo 0.25 (mm) 18.66 18.26 29.65 28.32 0.99840 0.23 Bagazo 0.42(mm) 18.64 18.24 29.66 28.32 0.99840 0.21
Las densidades reales obtenidas mediante el procedimiento experimental son bastante
cercanas a las reportadas en la literatura, (debido a que las densidades reales reportadas son
1.4 y 0.25 para la llanta y para el bagazo de caña respectivamente (Guillermo A. Alarcon,
Caio Glauco Sanchez, Edgardo Olivares Gomez, & Et.al., 2006) lo cual significa que el
36
protocolo BCL 1116 es una aproximación bastante buena con respecto a otras técnicas
físico-químicas para el cálculo de las densidades de algunas sustancias sólidas.
4.4.! Velocidades de Fluidización teóricas
De acuerdo a la Sección 1.7 y con respecto a la formulación del modelo matemático
planteado, se procedió a calcular las velocidades de fluidización para cada una de las
materias primas y cada uno de sus respectivos tamaños de partícula, tal como se ilustran en
la Tabla 10. (Los resultados completos para el cálculo de las velocidades teóricas se
encuentran en el Anexo 4.)
A partir de los resultados obtenidos en la Tabla 10, se observa que las velocidades
mínimas de fluidización para cada una de las materias primas y su respectivo tamaño de
partícula. Se observan variaciones en los resultados, puesto que la fórmula para el cálculo
de la velocidad está directamente relacionada con la densidad real de cada materia prima,
así como el tamaño de la partícula. A pesar de esto, se puede decir que en general el bagazo
de caña necesita menor flujo en el lecho para poder realizar el proceso de fluidización, ya
que sus velocidades son notoriamente menores comparadas con el caucho de la llanta.
Adicionalmente se encuentran en el rango reportados por estudios anteriores entre 2.5 y
50.0 cm/s (Xue, Heindel, & Fox, 2011).
Tabla 10. Velocidades de Fluidización
Materia prima Diámetro de partícula [mm]
Velocidades de fluidización [cm/s] 8"# 8* 8:
Caucho de llanta 0.40 26.2 44.0 213.3 Bagazo de caña 0.25 6.05 83.6 67.5 Caucho de llanta 0.25 12.7 17.9 133.3 Bagazo de caña 0.40 2.96 89.7 42.2
!
37
4.5.! Relación entre la presión del flujo de aire y caída de presión
Es importante determinar experimentalmente la velocidad mínima de fluidización, para
esto se realizó una variación de la presión del flujo de alimentación con relación a la caída
de presión presentada en el sistema. Esto se llevó a cabo, dejando constante el dispositivo
cónico y la altura de evaluación del cambio de presión, a su vez se varía el tamaño de
partícula y la materia prima utilizada. Los resultados obtenidos se muestran en la Figura 15.!
De acuerdo a la Figura 15 se evidencia que al incrementar el flujo de aire que recorre el
sistema, la caída de presión crece. En primera medida, se muestra en un rango de 0 y 0.2
Bares un cambio notable en la pendiente, en la cual se puede localizar el punto donde se
logra la velocidad mínima de fluidización con caídas de presión inferiores a 0.9 Bares.
Lo anterior se explica puesto que para cada uno de los tamices, existe un cambio de
pendiente mínimo y luego los valores toman valores superiores, sin tener algunos cambios
drásticos, es decir ante un cambio en el flujo de aire, la caída de presión se mantiene
relativamente constante, en el cual se evidencia un comportamiento de lecho fluidizado en
donde las partículas se mantienen en un constante movimiento. Adicionalmente se puede
observar que al variar el tamaño del tamiz para los dos casos existe un cambio en la caída
de presión, ya que la fluidización del sistema está directamente relacionada con el volumen
y la masa de la materia prima, causando una menor caída para el sistema de bagazo de caña
con un tamaño de partícula de 0.25 mm, el cual corresponde al tamiz 60.
De este modo se logra crear un comportamiento como el reportado en la literatura
(discutido en la Sección 1.3), garantizando que el dispositivo cónico logra tener un
comportamiento de lecho fluidizado en el reactor con modelo en frio.
38
Figura 15. Perfil de caída de presión!
Sin embargo durante el proceso experimental se opto por utilizar un manómetro modelo
407910 dando como resultado un 14% de error experimental. Esto se verifico con el
manómeto de pared existente en el laboratorio, no se utilizo el manómetro de mared debido
a que no se era posible observar con exactitud presiones muy bajas.
4.6.! Diseño Factorial
Antes de explicar el análisis del diseño factorial es importante dar a conocer que dos de
los siete factores fueron descartados del diseño. El primer factor que se descartó fue el
modo de alimentación de materia prima, ya que después de realizar algunas corridas
0
0.03
0.06
0.09
0.12
0.15
0.18
0 0.2 0.4 0.6 0.8
ΔP
[Bar
]
Presion de flujo de aire [Bar]
Diámetro de partícula 0.25 [mm]Diámetro de partícula 0.42 [mm]
0
0.03
0.06
0.09
0.12
0.15
0.18
0 0.2 0.4 0.6 0.8
ΔP
[Bar
]
Presion de Flujo de Aire [Bar]
Diámetro de partícula 0.25 [mm]
Diámetro de partícula 0.42 [mm]
a)
b)
39
iniciales para el segundo nivel de este factor que era una alimentación continua el flujo del
aire, la presión del flujo creaba una cama de aire alta para que la materia prima no lograra
bajar al reactor, la materia prima se quedaba acumulada antes de la válvula de alimentación.
Por otro lado el segundo factor descartado es el sistema de recolección de gases; esta
decisión se tomó después de realizar unas pruebas preliminares, ya que se encontró que el
segundo factor que era válvula cerrada para los gases que salen del sistema, no poseía una
implementación adecuada, debido a que si se colocaba una válvula, el reactor comenzaría
acumular gas y la materia prima comenzaría a salirse por donde se estaba realizando el
análisis diferencial de presión, y si se implementa la válvula teniendo en cuenta los efectos
calóricos del sistema , posiblemente las partículas disminuirían su tamaño y atravesarían la
malla que divide el flujo del gas inerte del reactor, produciendo taponamientos en la
tubería.
Con las modificaciones mencionadas anteriormente el total de las pruebas
experimentales fueron 32, en donde se midieron las caídas de presión en tres puntos
diferentes a lo largo del modelo en frío del reactor, estas mediciones se realizaron para cada
una de las corridas.
Para realizar un análisis al diseño factorial se prosigue a establecer los niveles para cada
uno de los factores a evaluar, como se muestra en la Tabla 11. Se debe tener en cuenta que
para este diseño factorial se utilizaron dos niveles que son -1 y 1.
Tabla 11. variables evaluadas y niveles evaluados Factores Materia
Prima Presión de Flujo [Bar]
Dispositivo Diámetro de partículas [mm]
Cantidad alimentada [mL]
Niveles A B C D E -1 Llanta 0.25 Vertical 0.42 50 1 Bagazo 0.125 Cónico 0.25 100
40
Luego de establecer los niveles se prosigue a realizar las pruebas experimentales, en
donde se miden las caídas de presión de los tres puntos diferentes a lo largo del móldelo
frio del reactor contra la tubería de entrada del aire, este procedimiento se realizó para cada
corrida, y se puede encontrar un estudio fotográfico de los experimento realizados en el
Anexo 5. Para finalizar la parte experimental se prosiguen a reportar el diseño factorial
realizada y los datos experimentales obtenidos en el laboratorio 041 del edificio Mario
Laserna de la Universidad de los Andes que se encuentran en la Tabla 12.
Al tener la recopilación de los datos obtenidos en el laboratorio correspondientes al
diseño factorial planteado en este trabajo se prosigue a realizar un análisis estadístico por
medio del software Minitab®, en donde primero se plantea el diseño factorial a evaluar,
luego se ingresan los resultados experimentales y las variables estudiadas. Luego de tener
esto, se prosigue hacer uso de la herramienta ANOVA, en donde α tiene un valor de 0.05 y
se realiza un análisis para cada uno de los puntos en donde fue medida de la caída de
presión del sistema. Los resultados obtenidos a partir del software Minitab® se encuentras
reportados en el Anexo 6.
Con respecto a los resultados obtenidos en el análisis estadístico se observa que cada
uno de los factores evaluados de manera individual posee un efecto significativo en la caída
de presión del sistema, es decir al cambiar cada uno de los cinco factores, evaluados en los
dos niveles establecidos, da paso a evidenciar que el sistema de fluidización se ve afectado.
Por otro lado, al respecto de las interacciones dobles entre los factores, se obtiene que
para algunas de estas exista un efecto significativo en la respuesta, como son las
interacciones entre la materia prima con la presión del flujo, la materia prima con el tipo de
dispositivo y la materia prima con la cantidad alimentada. Lo anterior se puede explicar
debido a que al aumentar la presión del flujo, directamente existe una modificación en el
41
sistema, lo cual aumenta la velocidad de entrada del gas inerte, produciendo una alta
diferencia de presión. Por otra parte, cada uno de los dispositivos estaba configurado
geométricamente diferente, uno de manera vertical y otro de manera cónica, lo cual género
que las caídas de presión fueran diferentes. En el dispositivo cónico que llamaremos
Dispositivo 2, se evidencio experimentalmente un mejor perfil de distribución por el
Angulo de 40° que tiene su geometría, a su vez no presenta ninguna variación en la
respuesta al utilizar alguna de las dos materias primas disponibles. Por el contrario el
dispositivo vertical presenta una caída de presión menor al utilizar caucho de llanta y una
caída de presión mayor al utilizar bagazo de caña, esto posiblemente sucedió por la
densidad que presentan las dos materias primas, tal como se evidencia en la sección 3.3.
Al aumentar la cantidad del volumen de la cama del Bulk, el flujo de aire que entra al
dispositivo debe realizar un mayor esfuerzo para poder sobrepasar la cantidad de materia
prima alimentada en el sistema, esto explica la interacción entre la cantidad de materia
prima y la presión de flujo. En la interacción doble entre la presión del flujo y la cantidad
alimentada se ve que es significativa, debido a que si existe alguna variación en la presión
del flujo este tendrá una respuesta en la velocidad del flujo de aire y este a su vez se ve
afectado por cuanta cantidad de materia prima exista.
Con respecto a él volumen del Bulk y el tamaño de partícula están directamente
relacionados con la cantidad de flujo que se necesita para crear el lecho fluidizado, debido a
que si se aumenta alguno de estos dos factores en sus correspondientes niveles, la presión
del flujo aumenta proporcionalmente, esto debido a que existe una relación directa entre
velocidad mínima de fluidización, tamaño de partícula y la cantidad de materia prima. En
los resultados de las interacciones triples, se obtuvo que la interacción entre la materia
42
prima, la presión de flujo y el dispositivo utilizado tiene un efecto significativo en la caída
de presión (ver detalles en el Anexo 6).
Tabla 12. Diseño factorial implementado y variable respuesta obtenida
No!de!Corrida!Variables! Primera!Réplica! Segunda!Réplica!
A! B! C! D! E! ΔP1! ΔP2! ΔP3! ΔP1! ΔP2! ΔP3!
1! >1! >1! >1! >1! >1! 0.052! 0.054! 0.056! 0.052! 0.052! 0.056!
2! 1! >1! >1! >1! >1! 0.078! 0.078! 0.080! 0.072! 0.072! 0.074!
3! >1! 1! >1! >1! >1! 0.042! 0.044! 0.048! 0.042! 0.044! 0.048!
4! 1! 1! >1! >1! >1! 0.064! 0.066! 0.068! 0.062! 0.064! 0.064!
5! >1! >1! 1! >1! >1! 0.078! 0.080! 0.082! 0.076! 0.080! 0.082!
6! 1! >1! 1! >1! >1! 0.068! 0.068! 0.070! 0.066! 0.068! 0.068!
7! >1! 1! 1! >1! >1! 0.052! 0.058! 0.060! 0.052! 0.058! 0.060!
8! 1! 1! 1! >1! >1! 0.062! 0.064! 0.066! 0.062! 0.064! 0.066!
9! >1! >1! >1! 1! >1! 0.048! 0.052! 0.056! 0.047! 0.052! 0.054!
10! 1! >1! >1! 1! >1! 0.072! 0.074! 0.078! 0.074! 0.076! 0.076!
11! >1! 1! >1! 1! >1! 0.048! 0.050! 0.052! 0.048! 0.050! 0.052!
12! 1! 1! >1! 1! >1! 0.068! 0.062! 0.062! 0.064! 0.066! 0.086!
13! >1! >1! 1! 1! >1! 0.070! 0.072! 0.074! 0.070! 0.072! 0.074!
14! 1! >1! 1! 1! >1! 0.074! 0.076! 0.076! 0.072! 0.074! 0.064!
15! >1! 1! 1! 1! >1! 0.060! 0.062! 0.064! 0.062! 0.062! 0.064!
16! 1! 1! 1! 1! >1! 0.064! 0.064! 0.066! 0.064! 0.066! 0.066!
17! >1! >1! >1! >1! 1! 0.057! 0.058! 0.060! 0.056! 0.058! 0.061!
18! 1! >1! >1! >1! 1! 0.078! 0.080! 0.082! 0.074! 0.076! 0.076!
19! >1! 1! >1! >1! 1! 0.044! 0.046! 0.048! 0.042! 0.045! 0.048!
20! 1! 1! >1! >1! 1! 0.063! 0.065! 0.066! 0.062! 0.062! 0.084!
21! >1! >1! 1! >1! 1! 0.072! 0.074! 0.076! 0.072! 0.074! 0.076!
22! 1! >1! 1! >1! 1! 0.072! 0.074! 0.076! 0.068! 0.070! 0.063!
23! >1! 1! 1! >1! 1! 0.062! 0.062! 0.064! 0.062! 0.064! 0.064!
24! 1! 1! 1! >1! 1! 0.066! 0.068! 0.070! 0.068! 0.069! 0.070!
25! >1! >1! >1! 1! 1! 0.064! 0.066! 0.069! 0.062! 0.064! 0.069!
26! 1! >1! >1! 1! 1! 0.076! 0.078! 0.078! 0.074! 0.077! 0.077!
27! >1! 1! >1! 1! 1! 0.045! 0.048! 0.050! 0.045! 0.048! 0.050!
28! 1! 1! >1! 1! 1! 0.064! 0.064! 0.064! 0.064! 0.066! 0.086!
29! >1! >1! 1! 1! 1! 0.074! 0.076! 0.080! 0.074! 0.076! 0.060!
30! 1! >1! 1! 1! 1! 0.077! 0.079! 0.080! 0.068! 0.070! 0.070!
31! >1! 1! 1! 1! 1! 0.062! 0.064! 0.660! 0.062! 0.064! 0.066!
32! 1! 1! 1! 1! 1! 0.062! 0.064! 0.064! 0.062! 0.062! 0.064!
Por medio del análisis estadístico se realizaron las gráficas de superficie contorno que
corresponden a cada uno los factores evaluados experimentalmente, en la Figura 16
43
observamos cónico hacia abajo, en donde se puede observar que la tendencia de la
pendiente de caída en el eje que corresponde al diámetro de partícula es levemente mayor
con respecto a la variables de presión Flujo. Esto sucede debido a que se encuentran
ligados proporcionalmente el diámetro de partícula a utilizar y la cantidad necesario de
flujo de aire requerido para lograr obtener la velocidad mínima de fluidización.
Figura 16. Gráfica superficie contorno
Por otro lado se puede observar que la fluidización del sistema empezara a variar los
regímenes de fluidización en donde se encuentran las partículas. Esto se genera debido a
que un leve aumento en la corriente de aire ocasionaría que las pequeñas burbujas que se
presentan en el régimen de fluidización burbujeante comiencen a crecer ocasionando que la
burbuja crezca lo que más puede unificándose y pasando al régimen slugging, en donde la
burbuja empieza a elevarse en el reactor y se generaría al principio perdida de materia
orgánica, ya que esta se empieza a ir por la tubería de recolección de gases y por ultimo
ocasionaría un taponamiento en dicha tubería. Por lo tanto la velocidad mínima de
-1
-0.50
0.51
0.021
0.028
0.035
0.042
0.049
0.056
-1-0.8
-0.6
-0.4
-0.2 0
0.2
0.4
0.6
0.8 1
presión de flujo
ΔP (b
ar)
Diámetro de partícula
0.056-0.060.049-0.0560.042-0.0490.035-0.0420.028-0.0350.021-0.028
44
fluidización va a ir completamente ligada al diámetro de partícula utilizado y el flujo
requerido.
Este mismo comportamiento se observa cuando se evalúan los diferentes niveles y
combinaciones de los factores que fueron fijados para realizar la gráfica de superficie
contorno, y estos son: Materia prima, dispositivo de distribución y el volumen alimentado
de materia prima.
Este análisis fue bastante similar en los otros dos puntos (altura de 14 y 21 cm) en donde
se tomaron las otras mediciones de caídas de presión, lo único que sucedió fue que
porcentualmente se aumentó la caída de presión debido a las perdidas por tubería y fricción.
Por otro lado el valor de R ajustado es superior a 90% tanto en el primer y segundo
punto, esto quiere decir que los datos se encuentran ajustados correctamente a una regresión
lineal. Por otro lado se encuentra en los dos primeros puntos que la interacción entre la
materia prima y el dispositivo de distribución del aire tienden a mejorar cunado se utiliza el
Dispositivo 2.
45
CONCLUSIONES
Al analizar los datos obtenidos en las simulaciones, se puede concluir que la materia
prima tiene un efecto directo en la cantidad de gases, líquidos y sólidos generados en la
reacción de pirólisis. Realizando un análisis de sensibilidad con respecto a la temperatura,
se evidencia que la cantidad de gases aumentó y por otro lado la cantidad de sólido y
líquido disminuyen al aumentar la temperatura en un rango entre 300 y 900°C, esto sucedió
puesto que principalmente el estudio del análisis próximo denota que los compuestos
volátiles en el bagazo de caña son mayores que en el caucho de la llanta.
Después de realizar las respectivas simulaciones cambiando la proporción y el tipo de
materia prima que entra al reactor R-101, se puede concluir que la mejor temperatura para
aumentar la producción de Bio-oil, la reacción pirolítica debe darse en rangos de
temperaturas bajas (100-300 °C) sin importar cual materia prima está ingresando al reactor.
Con respecto a la producción de la corriente sólida esta se favorecida en un rango de
temperaturas que abarca (500-800°C), mientras que a temperaturas altas la corriente
gaseosa se encuentra favorecida. Por otro lado si se quiere producir una mayor cantidad de
material sólido es aconsejable utilizar una materia prima como el caucho de llanta, esto se
debe por las características que tiene el material que arrojan los análisis próximo y último.
En cuanto al rendimiento de las simulaciones realizadas en Aspen Plus® se encuentra
que la mezcla 50:50 entre las materias primas ocasiona un aumento en la fase sólida con
respecto a la reacción 100% bagazo de caña y un aumento en la fase líquida con respecto
a la reacción 100% caucho de llanta, ocasionando que la reacción pirolítica obtenga mayor
cantidad en la producción de bio-oil y carbón, generando que esta mezcla de materias
primas sea viable para llevar y obtener mayor cantidad en los productos deseados.
46
Con respecto al montaje experimental es posible afirmar que se logró observar la
hidrodinámica mediante el diseño y al construcción del modelo frio transparente, esto
mediante las correlaciones empíricas y basado en los reactores ampliamente utilizados para
logra lechos fluidizado en la actualidad. El reactor construido resulto ser satisfactorio para
poder conocer las condiciones de operación y los parámetros necesarias para llevar a cabo
un lecho fluidizado observando así una hidrodinámica adecuada. En el momento de evaluar
los cinco factores del diseño experimental se puede resaltar que el dispositivo cónico
resulto en una menor caída de presión que el dispositivo vertical, y este a su vez resulto
denotar un mejor perfil de distribución. Por parte de la materia prima el bagazo de caña
obtuvo como resultado una menor caída de presión comparada con el caucho de la llanta,
sin embargo la hidrodinámica para el sistema cuando se utilizó el caucho de llanta fue más
notoria.
Con respecto a los niveles de presión de flujo del aire se puede decir que los dos niveles
seleccionados proporcionaban una fluidización dentro del sistema, sin embargo para no
incurrir en gastos innecesarios del gas inerte se sugiere trabajar con el nivel bajo es decir
0.125 bares , puesto que después de esta presión de logra la velocidad mínima de
fluidización. Por parte el volumen alimentado y el tamaño de partícula se evidencio que los
niveles que permitieron una buena fluidización y caídas de presión bajas fueron los niveles
bajos, es decir 50 ml y 0.25 mm respectivamente.
Finalmente, mediante el estudio de la hidrodinámica, fue posible determinar las
condiciones de operación y el dispositivo adecuado para generar una distribución de aire
apropiada generando uniformidad en el perfil y evitando así la acumulación y pérdida de
material. La construcción del reactor se realizó de tal manera que favoreciera la fluidización
del caucho de llanta y el bagazo de caña.
47
Finalmente se cree que la utilidad practica que posee este trabajo es dar a conocer
condiciones de operación en las cuales se garantice un lecho fluidizado.Es decir si bien
viene cierto que este trabajo se realizo sin tener en cuenta los efectos calóricos del proceso
de pirólisis , es importante recordar que es un modelo empírico, lo cual se traduce en
esperar resultados similares en un modelo teniendo en cuenta dichos efectos calóricos, para
lo cual se tiene que cambiar los parámetros del sistema.
48
RECOMENDACIONES DE TRABAJO FUTURO
Es clave resaltar que el diseño experimental realizado fue con un modelo frio
transparente, lo cual implico solo la evaluación de la hidrodinámica del sistema sin tener en
cuenta los efectos calóricos que se producen en una reacción de pirólisis. Al momento de
implementar la mufla de calentamiento, las condiciones de operación que resultaron en un
lecho fluidizado favorecerán la transferencia de calor y masa que existe en el sistema de
pirólisis.
Como trabajo futuro, es importante evaluar en un modelo frio el sistema de recolección
de carbón obtenido después del tiempo promedio que se lleva a cabo la reacción, para así
entender que es lo que está sucediendo con el carbón durante toda su reacción, es decir no
se quiere que la materia prima llegue al reactor y por el fenómeno de la fluidización salga
sin reaccionar, ya que esto implicaría incurrir en gastos de materia prima innecesaria y
mayores costos de operación. Por otro lado se sugiere volver a medir caídas de presiones
del sistema con un manómetro HD755, el cual posee características especiales para lograr
medir caídas de presiones mínimas en el sistema y así obtener un error mínimo en los
resultados obtenidos experimentalmente en el modelo frío planteado en este trabajo.
Adicionalmente como trabajo futuro sería interesante poder observar en simulaciones de
CFD, la hidrodinámica que se lleva a cabo en el reactor teniendo en cuenta los efectos
calóricos, y adicionalmente poder analizar la reacción en la simulación para así poder ser
comparada posteriormente con estudios experimentales.
49
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!!!!!!!!
51
!ANEXO 1. Código Fortran para la simulación en Aspen Plus®
!
Figura A 1.1 Codigo Fortran de la simulación Aspen Plus®
En donde:
Water: Hacer referencia al agua relacionada al porcentaje de humedad a la Llanta.
Water2: Hace referencia al agua relacionada al porcentaje de humedad al bagazo de caña.
FF: fracción másica de llanta en el flujo de alimentación.
FACT1: Base seca de llanta.
FACT2: base seca de bagazo de caña.
WATER: Rendimiento másico producido de agua en el reactor yield.
ASH: Rendimiento másico producido de cenizas en el reactor yield.
CARB: Rendimiento másico producido de carbón en el reactor yield.
ULT: vector del análisis último del caucho de llanta.
ULTB: vector del análisis último del caucho de llanta.
H2: Rendimiento másico producido de hidrógeno en el reactor yield.
N2: Rendimiento másico producido de nitrógeno en el reactor yield.
SULF: Rendimiento másico producido de azufre en el reactor yield.
O2: Rendimiento másico producido de oxígeno en el reactor yield.
52
ANEXO 2. Densidades reales
Densidad real
El procedimiento mostrado anterior sigue el protocolo descrito por la BCL 1116 para
determinar la densidad real de una muestra.
1.! Emplear un picnómetro de capacidad de 10 mL.
2.! Pesar 0.4 g de las materias primas correspondientes y se adiciona al
picnómetro. Se registra la masa del picnómetro con la muestra.
3.! Se llena el picnómetro con agua destilada hasta el tope y se coloca el tapón (se
limpia el exceso de agua).
4.! Se registra la masa del picnómetro con la muestra y agua.
5.! Lavar el picnómetro con agua destilada y secarlo. Posteriormente adicionar
agua destilada hasta llenarlo. Se registra la masa del picnómetro y el agua.
53
ANEXO 3. Resultados de la simulación Tabla A 3.1. Resultados Aspen plus® para la simulación de bagazo de caña
Bagazo de caña Aire
[kg/h] Sólido [kg/h]
Gas [kg/h]
Líquido [kg/h] CO2 CO CH4 H2O
Temperatura [K]
Sólido [kg/h]
Gas [kg/h]
Líquido [kg/h] CO2 CO CH4 H2O
0 439 5349 6 5.1E-03 4.0E-01 5.8E-03 9.2E-03 373 1755.51 1313.17 2716.10 1.7E-01 2.6E-08 7.8E-01 3.1E-02 10 437 5361 6 5.1E-03 4.0E-01 5.8E-03 9.2E-03 473 1547.42 1839.49 2392.62 2.4E-01 9.8E-06 7.0E-01 3.1E-02 20 435 5373 6 5.1E-03 4.0E-01 5.8E-03 9.2E-03 573 1423.55 2239.05 2124.09 2.7E-01 4.4E-04 6.1E-01 3.1E-02 30 434 5384 6 5.1E-03 4.0E-01 5.8E-03 9.2E-03 673 1384.47 2540.51 1862.23 2.7E-01 6.0E-03 4.6E-01 3.1E-02 40 432 5396 6 5.1E-03 4.0E-01 5.8E-03 9.1E-03 773 1403.24 2867.02 1517.36 2.3E-01 3.7E-02 2.6E-01 3.1E-02 50 430 5408 6 5.1E-03 4.0E-01 5.7E-03 9.1E-03 873 1317.28 3470.38 1008.03 1.7E-01 1.3E-01 1.1E-01 3.1E-02 60 429 5420 6 5.1E-03 4.0E-01 5.7E-03 9.1E-03 973 942.88 4448.51 404.30 7.6E-02 2.7E-01 3.8E-02 3.1E-02 70 427 5431 6 5.1E-03 4.0E-01 5.7E-03 9.1E-03 1073 574.82 5208.22 12.65 2.1E-02 3.7E-01 1.4E-02 2.8E-02 80 425 5443 6 5.1E-03 4.0E-01 5.7E-03 9.1E-03 1173 439.49 5349.74 6.46 5.1E-03 4.0E-01 5.8E-03 9.2E-03 90 424 5455 6 5.1E-03 4.0E-01 5.7E-03 9.1E-03 1173 439.40 5349.83 6.46 5.1E-03 4.0E-01 5.8E-03 9.2E-03
100 422 5466 6 5.1E-03 4.0E-01 5.7E-03 9.1E-03
54
Tabla A 3.2. Resultados Aspen plus® para la simulación caucho de llanta
Caucho de llanta Aire [kg/h]
Sólido [kg/h]
Gas [kg/h]
Líquido [kg/h] CO2 CO CH4 H2O
Temperatura [K]
Sólido [kg/h]
Gas [kg/h]
Líquido [kg/h] CO2 CO CH4 H2O
0 3700 1868 95 1.1E-03 1.9E-01 1.1E-02 4.3E-03 373 3237.59 1606.85 758.93 5.9E-03 3.1E-09 9.3E-01 3.1E-02 10 3698 1880 95 1.1E-03 1.9E-01 1.1E-02 4.3E-03 473 3227.25 1649.90 728.13 1.4E-02 1.7E-06 9.1E-01 3.1E-02 20 3696 1892 95 1.1E-03 1.9E-01 1.1E-02 4.3E-03 573 3243.91 1673.81 689.89 2.3E-02 1.0E-04 8.4E-01 3.1E-02 30 3695 1903 95 1.1E-03 1.9E-01 1.1E-02 4.3E-03 673 3333.81 1637.68 639.15 3.0E-02 1.7E-03 6.7E-01 3.1E-02 40 3693 1915 95 1.1E-03 1.9E-01 1.1E-02 4.3E-03 773 3529.26 1546.31 547.84 3.3E-02 1.3E-02 4.1E-01 3.1E-02 50 3691 1927 95 1.1E-03 1.9E-01 1.1E-02 4.3E-03 873 3727.91 1550.73 362.94 2.9E-02 5.2E-02 1.8E-01 3.1E-02 60 3690 1938 95 1.1E-03 1.9E-01 1.1E-02 4.3E-03 973 3760.57 1763.72 119.50 1.4E-02 1.2E-01 6.8E-02 3.0E-02 70 3688 1950 95 1.1E-03 1.9E-01 1.1E-02 4.3E-03 1073 3721.52 1852.89 89.81 4.4E-03 1.7E-01 2.6E-02 1.3E-02 80 3686 1962 95 1.1E-03 1.9E-01 1.1E-02 4.3E-03 1173 3700.11 1868.90 95.21 1.1E-03 1.9E-01 1.1E-02 4.3E-03 90 3685 1973 95 1.1E-03 1.9E-01 1.0E-02 4.3E-03 1173 3700.11 1868.91 95.20 1.1E-03 1.9E-01 1.1E-02 4.3E-03
100 3683 1985 95 1.1E-03 1.9E-01 1.0E-02 4.3E-03
55
Tabla A 3.3. Resultados Aspen plus® para la simulación 50:50 caucho de llanta y bagazo de caña
Caucho de Llanta y Bagazo de caña 50:50 Aire [kg/h]
Sólido [kg/h]
Gas [kg/h]
Líquido [kg/h] CO2 CO CH4 H2O
Temperatura [K]
Sólido [kg/h]
Gas [kg/h]
Líquido [kg/h] CO2 CO CH4 H2O
0 2102 3574 52 3.2E-03 3.2E-01 0.0E+00 7.3E-03 373 3380 416 1912 2.3E-08 6.8E-12 0.0E+00 3.1E-02 10 2100 3586 52 3.2E-03 3.2E-01 0.0E+00 7.3E-03 473 3380 416 1912 1.2E-05 5.8E-08 0.0E+00 3.1E-02 20 2099 3598 52 3.2E-03 3.2E-01 0.0E+00 7.3E-03 573 3379 421 1908 8.1E-04 2.2E-05 0.0E+00 3.1E-02 30 2097 3609 52 3.2E-03 3.2E-01 0.0E+00 7.3E-03 673 3356 514 1839 1.4E-02 1.3E-03 0.0E+00 3.1E-02 40 2095 3621 52 3.2E-03 3.2E-01 0.0E+00 7.2E-03 773 3231 986 1493 5.8E-02 1.9E-02 0.0E+00 3.1E-02 50 2094 3633 52 3.2E-03 3.2E-01 0.0E+00 7.2E-03 873 2949 1867 896 7.6E-02 8.9E-02 0.0E+00 3.1E-02 60 2092 3644 52 3.2E-03 3.2E-01 0.0E+00 7.2E-03 973 2550 2863 316 4.3E-02 2.0E-01 0.0E+00 3.1E-02 70 2090 3656 52 3.2E-03 3.2E-01 0.0E+00 7.2E-03 1073 2229 3447 53 1.3E-02 2.8E-01 0.0E+00 2.2E-02 80 2088 3668 52 3.2E-03 3.2E-01 0.0E+00 7.2E-03 1173 2102 3574 52 3.2E-03 3.2E-01 0.0E+00 7.3E-03 90 2087 3680 52 3.2E-03 3.2E-01 0.0E+00 7.2E-03 1173 2102 3574 52 3.2E-03 3.2E-01 0.0E+00 7.3E-03
100 2085 3691 52 3.2E-03 3.2E-01 0.0E+00 7.2E-03
56
ANEXO 4. Velocidades Teóricas
•! Velocidad teórica caucho de llanta 0.4
Tabla A 4.1. Velocidad teórica para caucho de llanta con un diámetro de partícula 0.4 [mm]
Parámetro Valor Unidades Gravedad 980 cm2/s Densidad solido 1.40 g/cm3 Esfericidad 0.60 Diámetro de partícula 0.04 cm Densidad aire (20ªC) 1.20e-3 g/cm3 Viscosidad del aire (18ªC) 1.83e-4 poises Parámetro n 1370 g/cm2s2 Fracción de vacío mínima 0.67 Velocidad mínima de fluidización 26.2 cm/s Diámetro 10.0 cm Área transversal 78.5 cm2 Velocidad superficial 35.0 cm/s Diámetro máximo de burbuja 8.90 cm Diámetro mínimo de burbuja 0.29 cm Diámetro de Burbuja 2.52 cm Velocidad de Burbuja 44.0 cm/s Numero de Reynolds 9.21 Velocidad terminal 213 cm/s
57
•! Velocidad teórica Bagazo de caña 0.4
Tabla A 4.2. Velocidad teórica para bagazo de caucho con un diámetro de partícula 0.4 [mm]
Parámetro Valor Unidades Gravedad 980 cm2/s Densidad solido 0.25 g/cm3 Esfericidad 0.60 Diámetro de partícula 0.04 cm Densidad aire (20ªC) 1.20E-3 g/cm3 Viscosidad del aire (18ªC) 1.83E-4 poises Parámetro n 244 g/cm2s2 Fracción de vacío mínima 0.70 Velocidad mínima de fluidización 6.06 cm/s Diámetro 10.0 cm Área transversal 78.5 cm2 Velocidad superficial 35.0 cm/s Diámetro máximo de burbuja 14.3 cm Diámetro mínimo de burbuja 3.15 cm Diámetro de Burbuja 6.05 cm Velocidad de Burbuja 83.3 cm/s Numero de Reynolds 9.21 Velocidad terminal 67.48 cm/s
58
•! Velocidad teórica caucho de llanta 0.25
Tabla A 4.3. Velocidad teórica para caucho de llanta con un diámetro de partícula 0.25 [mm]
Parámetro Valor Unidades Gravedad 980 cm2/s Densidad solido 1.40 g/cm3 Esfericidad 0.60 Diámetro de partícula 0.025 cm Densidad aire (20ªC) 1.20E-3 g/cm3 Viscosidad del aire (18ªC) 1.83E-4 poises Parámetro n 1370 g/cm2s2 Fracción de vacío mínima 0.70 Velocidad mínima de fluidización 12.66 cm/s Diámetro 10.0 cm Área transversal 78.5 cm2 Velocidad superficial 35.0 cm/s Diámetro máximo de burbuja 2.42 cm Diámetro mínimo de burbuja 4.3E-5 cm Diámetro de Burbuja 0.63 cm Velocidad de Burbuja 17.9 cm/s Numero de Reynolds 2.14 Velocidad terminal 133 cm/s
59
•! Velocidad teórica bagazo de caña 0.25
Tabla A 4.4. Velocidad teórica para bagazo de caña con un diámetro de partícula 0.25 [mm]
Parámetro Valor Unidades Gravedad 980 cm2/s Densidad solido 0.25 g/cm3 Esfericidad 0.60 Diámetro de partícula 0.025 cm Densidad aire (20ªC) 1.20E-3 g/cm3 Viscosidad del aire (18ªC) 1.83E-4 poises Parámetro n 243.8 g/cm2s2 Fracción de vacío minima 0.74 Velocidad mínima de fluidización 2.97 cm/s Diámetro 10.0 cm Área transversal 78.5 cm2 Velocidad superficial 35.0 cm/s Diámetro máximo de burbuja 14.9 cm Diámetro mínimo de burbuja 3.85 cm Diámetro de Burbuja 6.73 cm Velocidad de Burbuja 89.7 cm/s Numero de Reynolds 5.76 Velocidad terminal 42.2 cm/s
! !
60
ANEXO 5. Estudio Fotográfico
Tabla A 5.1. Estudio Fotografico del dispositivo vertical.
Disposi-tivo
Pre-sión de
flujo [Bar]
Materia Prima
Diámetro de
partículas [mm]
Foto 1 con cantidad alimentada de 50 mL
Foto 1 con cantidad alimentada de 100 mL
Vertical 0.25 Llanta
0.25
0.42
61
Tabla A 5.2. Estudio Fotografico del dispositivo vertical.
Disposi-tivo!
Pre-sión de
flujo [Bar]!
Materia
Prima!
Diámetro de
partículas [mm]!
Foto 1 con cantidad alimentada de 50 mL
Foto 1 con cantidad alimentada de 100 mL
Vertical 0.25 Bagazo
0.25
0.42
62
Tabla A 5.3. Estudio Fotografico del dispositivo vertical.
Disposi-tivo!
Pre-sión de
flujo [Bar]!
Materia
Prima!
Diámetro de
partículas [mm]!
Foto 1 con cantidad alimentada de 50 mL
Foto 1 con cantidad alimentada de 100 mL
Vertical 0.125 Llanta
0.25
0.42
63
Tabla A 5.4. Estudio Fotografico del dispositivo vertical.
Disposi-tivo!
Pre-sión de
flujo [Bar]!
Materia
Prima!
Diámetro de
partículas [mm]!
Foto 1 con cantidad alimentada de 50 mL
Foto 1 con cantidad alimentada de 100 mL
Vertical 0.125 Bagazo
0.25
0.42
64
Tabla A 5.5. Estudio Fotografico del dispositivo Cónico.
Disposi-tivo!
Pre-sión de
flujo [Bar]!
Materia
Prima!
Diámetro de
partículas [mm]!
Foto 1 con cantidad alimentada de 50 mL
Foto 1 con cantidad alimentada de 100 mL
Cónico 0.125 Llanta
0.25
0.42
65
Tabla A 5.6. Estudio Fotografico del dispositivo Cónico.
Disposi-tivo!
Pre-sión de
flujo [Bar]!
Materia
Prima!
Diámetro de
partículas [mm]!
Foto 1 con cantidad alimentada de 50 mL
Foto 1 con cantidad alimentada de 100 mL
Cónico 0.125 Bagazo
0.25
0.42
66
ANEXO 6. Estudio estadístico (ANOVA) por el software Minitab®
•! Primer punto evaluado (aproximadamente a 7 cm de la parte inferior del reactor)
Resumen del estudio estadístico: ANOVA Resumen del modelo R-cuad. R-cuad. S R-cuad. (ajustado) (pred) 0,0018028 98,41% 96,86% 93,62% Término Efecto Coef EE del coef. Valor T Valor p VIF Constante 0,063094 0,000225 279,98 0,000 A 0,010312 0,005156 0,000225 22,88 0,000 1,00 B -0,010500 -0,005250 0,000225 -23,30 0,000 1,00 C 0,007250 0,003625 0,000225 16,09 0,000 1,00 D 0,001313 0,000656 0,000225 2,91 0,006 1,00 E 0,002125 0,001063 0,000225 4,71 0,000 1,00 A*B 0,001625 0,000813 0,000225 3,61 0,001 1,00 A*C -0,009375 -0,004687 0,000225 -20,80 0,000 1,00 A*D -0,000438 -0,000219 0,000225 -0,97 0,339 1,00 A*E -0,001375 -0,000687 0,000225 -3,05 0,005 1,00 B*C 0,000062 0,000031 0,000225 0,14 0,891 1,00 B*D 0,001000 0,000500 0,000225 2,22 0,034 1,00 B*E -0,000937 -0,000469 0,000225 -2,08 0,046 1,00 C*D -0,000125 -0,000062 0,000225 -0,28 0,783 1,00 C*E -0,000188 -0,000094 0,000225 -0,42 0,680 1,00 D*E -0,000250 -0,000125 0,000225 -0,55 0,583 1,00 A*B*C 0,001938 0,000969 0,000225 4,30 0,000 1,00 A*B*D -0,001500 -0,000750 0,000225 -3,33 0,002 1,00 A*B*E 0,000312 0,000156 0,000225 0,69 0,493 1,00 A*C*D 0,000625 0,000312 0,000225 1,39 0,175 1,00 A*C*E 0,000812 0,000406 0,000225 1,80 0,081 1,00 A*D*E -0,001125 -0,000562 0,000225 -2,50 0,018 1,00 B*C*D -0,000688 -0,000344 0,000225 -1,53 0,137 1,00 B*C*E 0,002500 0,001250 0,000225 5,55 0,000 1,00 B*D*E -0,002438 -0,001219 0,000225 -5,41 0,000 1,00 C*D*E -0,001062 -0,000531 0,000225 -2,36 0,025 1,00 A*B*C*D -0,001688 -0,000844 0,000225 -3,74 0,001 1,00 A*B*C*E -0,001750 -0,000875 0,000225 -3,88 0,000 1,00 A*B*D*E 0,001687 0,000844 0,000225 3,74 0,001 1,00 A*C*D*E -0,000188 -0,000094 0,000225 -0,42 0,680 1,00 B*C*D*E -0,000250 -0,000125 0,000225 -0,55 0,583 1,00 A*B*C*D*E 0,000125 0,000062 0,000225 0,28 0,783 1,00 Gráficas correspondientes a las residuales y las interacciones de los factores !!!!!!!!!!
67
!Figura!A!6.1.!!Gráficas!residuales!y!de!interacción!para!el!primer!punto!
•! Segundo punto evaluado (aproximadamente a 14 cm de la parte inferior del reactor)
Resumen del estudio estadístico: ANOVA Resumen del modelo R-cuad. R-cuad. S R-cuad. (ajustado) (pred) 0,0018243 98,27% 96,60% 93,09% Coeficientes codificados Término Efecto Coef EE del coef. Valor T Valor p VIF Constante 0,064922 0,000228 284,70 0,000 A 0,009281 0,004641 0,000228 20,35 0,000 1,00 B -0,010781 -0,005391 0,000228 -23,64 0,000 1,00 C 0,007531 0,003766 0,000228 16,51 0,000 1,00 D 0,001156 0,000578 0,000228 2,54 0,016 1,00 E 0,002094 0,001047 0,000228 4,59 0,000 1,00 A*B 0,001156 0,000578 0,000228 2,54 0,016 1,00 A*C -0,009156 -0,004578 0,000228 -20,08 0,000 1,00 A*D -0,000531 -0,000266 0,000228 -1,16 0,253 1,00 A*E -0,000719 -0,000359 0,000228 -1,58 0,125 1,00 B*C 0,000281 0,000141 0,000228 0,62 0,542 1,00 B*D 0,000031 0,000016 0,000228 0,07 0,946 1,00 B*E -0,001031 -0,000516 0,000228 -2,26 0,031 1,00 Término Efecto Coef EE del coef. Valor T Valor p VIF Constante C*D -0,000656 -0,000328 0,000228 -1,44 0,160 1,00 C*E -0,000719 -0,000359 0,000228 -1,58 0,125 1,00 D*E 0,000156 0,000078 0,000228 0,34 0,734 1,00 A*B*C 0,002094 0,001047 0,000228 4,59 0,000 1,00 A*B*D -0,001656 -0,000828 0,000228 -3,63 0,001 1,00 A*B*E 0,000156 0,000078 0,000228 0,34 0,734 1,00 A*C*D 0,001281 0,000641 0,000228 2,81 0,008 1,00 A*C*E 0,000844 0,000422 0,000228 1,85 0,074 1,00
68
A*D*E -0,001281 -0,000641 0,000228 -2,81 0,008 1,00 B*C*D -0,000406 -0,000203 0,000228 -0,89 0,380 1,00 B*C*E 0,002031 0,001016 0,000228 4,45 0,000 1,00 B*D*E -0,001469 -0,000734 0,000228 -3,22 0,003 1,00 C*D*E -0,000656 -0,000328 0,000228 -1,44 0,160 1,00 A*B*C*D -0,001469 -0,000734 0,000228 -3,22 0,003 1,00 A*B*C*E -0,001406 -0,000703 0,000228 -3,08 0,004 1,00 A*B*D*E 0,001594 0,000797 0,000228 3,49 0,001 1,00 A*C*D*E -0,000969 -0,000484 0,000228 -2,12 0,041 1,00 B*C*D*E -0,000406 -0,000203 0,000228 -0,89 0,380 1,00 A*B*C*D*E -0,000219 -0,000109 0,000228 -0,48 0,635 1,00
Gráficas!correspondientes!a!las!residuales!y!las!interacciones!de!los!factores!!!
Figura!A!6.2!Gráficas!de!residuales!e!interacción!para!el!segundo!punto!
•! Tercer punto evaluado (aproximadamente a 19 cm de la parte inferior del reactor)
Resumen del estudio estadístico: ANOVA Resumen del modelo R-cuad. R-cuad. S R-cuad. (ajustado) (pred) 0,0744915 49,65% 0,88% 0,00% Coeficientes codificados Término Efecto Coef EE del coef. Valor T Valor p VIF Constante 0,064922 0,000228 284,70 0,000 A 0,009281 0,004641 0,000228 20,35 0,000 1,00 B -0,010781 -0,005391 0,000228 -23,64 0,000 1,00 C 0,007531 0,003766 0,000228 16,51 0,000 1,00 D 0,001156 0,000578 0,000228 2,54 0,016 1,00 E 0,002094 0,001047 0,000228 4,59 0,000 1,00 A*B 0,001156 0,000578 0,000228 2,54 0,016 1,00 A*C -0,009156 -0,004578 0,000228 -20,08 0,000 1,00 A*D -0,000531 -0,000266 0,000228 -1,16 0,253 1,00 A*E -0,000719 -0,000359 0,000228 -1,58 0,125 1,00 B*C 0,000281 0,000141 0,000228 0,62 0,542 1,00
69
B*D 0,000031 0,000016 0,000228 0,07 0,946 1,00 B*E -0,001031 -0,000516 0,000228 -2,26 0,031 1,00 Término Efecto Coef EE del coef. Valor T Valor p VIF Constante C*D -0,000656 -0,000328 0,000228 -1,44 0,160 1,00 C*E -0,000719 -0,000359 0,000228 -1,58 0,125 1,00 D*E 0,000156 0,000078 0,000228 0,34 0,734 1,00 A*B*C 0,002094 0,001047 0,000228 4,59 0,000 1,00 A*B*D -0,001656 -0,000828 0,000228 -3,63 0,001 1,00 A*B*E 0,000156 0,000078 0,000228 0,34 0,734 1,00 A*C*D 0,001281 0,000641 0,000228 2,81 0,008 1,00 A*C*E 0,000844 0,000422 0,000228 1,85 0,074 1,00 A*D*E -0,001281 -0,000641 0,000228 -2,81 0,008 1,00 B*C*D -0,000406 -0,000203 0,000228 -0,89 0,380 1,00 B*C*E 0,002031 0,001016 0,000228 4,45 0,000 1,00 B*D*E -0,001469 -0,000734 0,000228 -3,22 0,003 1,00 C*D*E -0,000656 -0,000328 0,000228 -1,44 0,160 1,00 A*B*C*D -0,001469 -0,000734 0,000228 -3,22 0,003 1,00 A*B*C*E -0,001406 -0,000703 0,000228 -3,08 0,004 1,00 A*B*D*E 0,001594 0,000797 0,000228 3,49 0,001 1,00 A*C*D*E -0,000969 -0,000484 0,000228 -2,12 0,041 1,00 B*C*D*E -0,000406 -0,000203 0,000228 -0,89 0,380 1,00 A*B*C*D*E -0,000219 -0,000109 0,000228 -0,48 0,635 1,00
Gráficas correspondientes a las residuales y las interacciones de los factores
Figura!A!6.3.!Gráficas!residuales!y!de!interacción!para!el!tercer!punto!que!se!evaluó!!!
!
70
ANEXO 7. Superficies de contorno
Figura A 7.1. Gráfica superficie contorno
Figura A 7.2. Gráfica superficie contorno
-1
-0.50
0.51
0.020.070.120.170.220.270.320.370.420.47
-1-0.8
-0.6
-0.4
-0.2 0
0.2
0.4
0.6
0.8 1
Volumen de materia prima
ΔP (b
ar)
Materia prima
0.42-0.470.37-0.420.32-0.370.27-0.320.22-0.270.17-0.220.12-0.170.07-0.120.02-0.07
-1
-0.50
0.51
0.021
0.028
0.035
0.042
0.049
0.056
-1-0.8
-0.6
-0.4
-0.2 0
0.2
0.4
0.6
0.8 1
Dispositivo de distribución
ΔP (b
ar)
Materia prima
0.049-0.0560.042-0.0490.035-0.0420.028-0.035
