Análisis y Diseño de un Sistema de Gasificación de Biomasa

MEMORIAS DEL XVI CONGRESO INTERNACIONAL ANUAL DE LA SOMIM
22 al 24 DE SEPTIEMBRE, 2010 MONTERREY, NUEVO LEÓN, MÉXICO
Análisis y Diseño de un Sistema de Gasificación de Biomasa
1
Rodríguez Alejandro David A., 1Zaleta Aguilar Alejandro, 1Olivares Arriaga Abraham,
1
Torres Chimal 1Francisco F.
1Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad de Guanajuato,
Carretera Salamanca–Valle de Santiago km. 3.5 + 1.8 km, Comunidad de Palo Blanco, Salamanca, Gto., MEXICO
Teléfono: 01 464 64 79940 ext. 2474
[email protected], [email protected], [email protected], [email protected]
RESUMEN: Este artículo presenta el análisis, diseño y simulación de una planta de gasificación de biomasa. La
principal razón para desarrollar dicha simulación de la reacción de gasificación reside en el hecho de convertir
residuos sólidos orgánicos en un gas de síntesis con bajo poder calorífico el cual puede alimentar un motor de
combustión interna para la generación de energía eléctrica. Para lo anterior, se utiliza la tecnología de gasificación
de lecho fluidizado burbujeante con un flujo de combustible de entre 200 y 400 kg/h, con una temperatura de
operación de 850 °C y a presión atmosférica. La simulación termodinámica del sistema resulta bastante útil para
predecir los parámetros de operación como la razón de equivalencia, producción específica de gas de síntesis,
eficiencia del gasificador y geometrías de cada uno de los equipos involucrados en el sistema. La potencia neta
alcanza hasta 200 kW con una eficiencia de gas frío en el gasificador del 61.29 %.
PALABRAS CLAVE: gasificación, lecho fluidizado burbujeante, gas de síntesis, residuos sólidos.
ABSTRACT: This paper shows the design and performance simulation of an atmospheric bubbling Fluidized bed
for a solid wastes gasification plant, predicting gas composition produced from the biomass gasifier and the effect of
changes in moisture content of fuel, gasification temperature, equivalence ratio and air flow rate. With the purpose
of contributing to the energetic valuation of the solid wastes generated by industry, a practical methodology for the
whole system was developed. The gasifier equipment was divided in several subsystems, intending to produce
electric energy with approximately 200 kW. The basic model developed in this work is helpful for predictions of the
low heating value, volumetric yield, gas power and cold efficiency. It is observed that biomass gasification holds
enormous potential to produce energy in México and also for addressing the problems associated with solid wastes
disposal management and environmental pollution.
KEYWORDS: gasification, bubbling fluidized bed, synthesis gas, solid wastes.
NOMENCLATURA
A
Área seccional del reactor [m2]
C
Carbón presente en biomasa [%]
CH4
Concentración de metano [-]
CO
Concentración de monóxido de carbono [-]
CP
Calor específico [kJ/kmol-K]
Dint
Diámetro interno del reactor [m]
H2
Concentración de Hidrógeno [-]
H
Hidrógeno presente en biomasa [%]
Hfbiomasa Entalpía de formación de biomasa [kJ/kmol]
HL
Altura del lecho fluidizado [m]
Hmf
Altura de mínima fluidización [m]
HR
Humedad relativa [-]
Ht
Altura total [m]
maire
Flujo másico de aire [kg/h]
mcomb Flujo másico de combustible [kg/h]
MC
Peso molecular de carbono [kg/kmol]
mgas
Flujo másico de gas de síntesis [kg/h]
MH
Peso molecular de hidrógeno [kg/kmol]
MO
Peso molecular de oxígeno [kg/kmol]
n
rpm del alimentador [rev/min]
O
Oxígeno presente en biomasa [%]
combustible
PCIcomb Poder calorífico inferior
[kJ/kg]
PCIgas
Pt
Q aire
Q fuel
Q
gas
RE
Ut
Walim
Wsop
x
xi
y
z
Poder calorífico inferior de gas de síntesis
[Nm3/kg]
Paso del tornillo alimentador [-]
Flujo de energía de aire [kJ/h]
Flujo de energía de [kJ/h]
Flujo de calor de gas de síntesis [kJ/h]
Razón de equivalencia [-]
Velocidad terminal [m/s]
Potencia del alimentador [kW]
Potencia del soplador [kW]
Relación molar H/H [-]
Fracción de masa [-]
Relación molar H/C [-]
Relación molar O/C [-]
Letras griegas:
∆P
Caída de presión [kPa]
Porosidad en estado fluidizado [-]
εm
ηGF
Eficiencia de gas frío [-]
ηGC
Eficiencia de gas caliente [-]
Densidad del gas de síntesis [kg/m3]
ρg
ρp
Densidad aparente de la partícula [kg/m3]
Factor de carga [-]
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balances de masa y energía para caracterizar cada uno
1. INTRODUCCIÓN
En la actualidad, la energía eléctrica producida en de los procesos.
México es generada principalmente de combustibles 2.1. DISEÑO DEL GASIFICADOR
fósiles, esto conlleva el riesgo de una desmedida
Para cálculos de diseño, las propiedades físicas y
generación de contaminación debido al uso de estos
geométricas de la biomasa y el material inerte (arena
recursos utilizados como materia prima en la mayoría
común) que constituyen el lecho son determinadas, la
los procesos industriales, además agrava de manera
Tabla 1 muestra los valores de tales propiedades para
exponencial el fenómeno del calentamiento global. Por
ambos materiales [9].
otro lado, el desperdicio excesivo de la materia prima y
Tabla 1.Características de biomasa y arena
el “no aprovechamiento” de sus residuos sólidos
Propiedades
Arena
Biomasa
impacta significativamente en la eficiencia global de
Tamaño promedio de partícula
385
300-1000
algunos procesos industriales. Una respuesta favorable
[µm]
para la solución de las dos problemáticas antes
Densidad aparente [kg/m3]
2600
670-840
mencionadas reside en el hecho de aplicar una
Porosidad [-]
0.48
0.52
tecnología que recupere de forma conveniente los
Esfericidad [-]
0.75
0.64
residuos sólidos industriales constituidos principalmente
por desechos orgánicos [1]. En base a lo anterior, se La velocidad mínima de fluidización es el valor límite
necesitan aplicar en México tecnologías alternativas que más bajo del flujo de gas que atravesará el lecho de
busquen disminuir paulatinamente la dependencia de partículas, y deben ser calculadas considerando las dos
combustibles
altamente
contaminantes.
La clases de sólidos usando la expresión [9]:
implementación de una planta de gasificación de
biomasa para aprovechar en su totalidad los residuos
2
∆PL 150(1 − ε m )
µf
1.75(1 − ε m ) ρ f
sólidos, o la integración dentro del proceso original,
=
U+
U 2 (1)
3
2
3
H
φ
d
ε
ε
(
)
φp d p
L
p p
m
m
impactaría de manera positiva tanto en lo ambiental,
como en lo económico.
El uso de la biomasa dentro de un sistema de Para la condición cuando el lecho de partículas
gasificación para la producción de gas de síntesis con comienza a fluidizar, o cuando el gas suspende las
bajo poder calorífico es una elección muy acertada, partículas del lecho, la pérdida de presión está dada por:
fundamentalmente basada porque implica reducción de
∆PL
NOx por el manejo de temperaturas menores a la de
(2)
= (ρ p − ρ f ) ⋅ (1 − ε mf ) ⋅ g
H L mf
incineración atmosférica, además, dependiendo del tipo
de biomasa la omisión de SO2 [2]. Más concretamente,
un sistema de gasificación de lecho fluidizado La solución simultánea de las ecuaciones (1) y (2),
representa una gran aplicación para el uso de biomasa arrojan como resultado la velocidad mínima de
como materia prima gracias a su flexibilidad de admitir fluidización, además la altura global del reactor se
combustibles con diferente composición química, establece de la ecuación (3) como sigue:
contenido de humedad y agente gasificante. En este
proceso, la biomasa es descompuesta térmicamente en
H t =TDH+H lf
(3)
una atmósfera con deficiencia de oxígeno. El gas de
síntesis producido en la gasificación puede ser usado La variable TDH (Transport Desangaging Height) es la
como combustible para calderas, motores de altura crítica de recuperación a la cual el caudal de
combustión interna, y en generación de energía eléctrica sólidos arrastrados es constante, por ello las partículas
[3]. Este artículo muestra el análisis del reactor y demás arrojadas caen nuevamente al lecho por acción de la
componentes del sistema mediante un simulador fuerza de gravedad.
termodinámico con el fin de interpretar los resultados y
dar un dictamen final para la implementación de una
planta de gasificación de biomasa en diversas industrias.
2. METODOLOGÍA
Numerosos modelos de gasificadores de lecho
fluidizado han sido desarrollados y reportados en la
literatura. Oñate [4] y Sánchez [5] datan un resumen
técnico acerca de diferentes modelos, los cuales pueden
ser clasificados como: equilibrio cinético y equilibrio
termodinámico.Y Los cálculos del modelo fueron
realizados de acuerdo a estos dos modelos, se
consideraron modelos de equilibrio químico propuestos
por Zainal et al. [6] y Babu [7], correlaciones empíricas
de Kunii y Levenspiel [8] para la caracterización
hidrodinámica y de transferencia de calor, además de
Figura 1. Geometría del reactor
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Existen diferentes métodos para el cálculo de la TDH,
uno de los más sencillos es el gráfico utilizado por Zeins
Geldart et al. [10], y solo se necesita conocer el
diámetro interno del gasificador, y la diferencia entre la
velocidad superficial y las burbujas formadas en el
lecho. En la Figura 1, se muestra el diseño preliminar
del reactor auxiliado de los cálculos de fluidodinámica
que se realizaron previamente para obtener sus
características de operación, el diseño incluye, diámetro
y altura de los reactores, además de las posiciones del
distribuidor y el cambio de fase entre el lecho de
partículas y la zona libre.
2.2 CÁMARA DE VIENTO
La sección del reactor debajo de la placa distribuidora se
le denomina caja de viento. Esta sección juega un papel
vital en la predistribución del fluido su necesidad fue
enfatizada hace tiempo por Richardson [11].
El
volumen de la cámara normalmente se escoge bastante
grande para reducir los efectos de la aceleración, de
hecho, en esta zona existe una variación de presión
fluctuante con la que se debe tener cuidado. La relación
empírica para el cálculo de la altura de la caja de aire se
toma según Souza-Santos [11]:
H CV =0.2 ⋅ D Reactor +0.5 ⋅ D ep
(4)
2.3 PLACA DISTRIBUIDORA
El diseño del plato puede ser establecido con buena
seguridad si sus cuatro parámetros base son calculados
en función de las características de operación del
gasificador en conjunto con una fluidización estable. La
Tabla 2 muestra los datos necesarios para el diseño del
plato considerando el material homogéneo con mayor
porcentaje de contenido en el lecho (arena).
Tabla 2. Condiciones de operación para el diseño del plato
distribuidor
Parámetro
Velocidad de fluidización [m/s]
Velocidad mínima de fluidización [m/s]
Altura mínima de fluidización [m]
Densidad aparente [kg/m3]
Diámetro promedio de partícula [µm]
Porosidad de lecho
Diámetro de la zona del lecho [m]
Valor
0.7
0.077
1.564
2600
385
0.48
0.40
Usando el método de cálculo propuesto por la literatura
[12], y considerando principalmente que en la zona del
lecho existe entre un 85 y 90 % de material inerte.
Tabla 3. Características de la placa distribuidora
Parámetro
Caída de presión en el lecho [kPa]
Diámetro del orificio [mm]
Caída de presión en el distribuidor [kPa]
Velocidad pasando por el orificio [m/s]
Número de orificios específicos [m-2]
Pitch de arreglo triangular [m]
Valor
4.79
1.5
1.4
38.35
2741
0.0205
Se asume el diseño más simple (una placa perforada)
con el cual se intenta distribuir uniformemente la
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entrada de aire para evitar fenómenos dañinos como la
formación de canales, separación de zonas de lecho, y
evitar principalmente la aglomeración del combustible.
El resultado para cada uno de los parámetros de diseño
del plato distribuidor se presentan en la Tabla 3.
2.4 RECUPERADOR DE PARTÍCULAS SÓLIDAS
El equipo auxiliar para evitar la emisión de partículas
sólidas consiste de un ciclón de alta eficiencia el cual es
agregado a la salida del gas de síntesis para colectar
residuos inquemados y cenizas que se desprenden del
material combustible durante el proceso de gasificación.
Las relaciones geométricas del ciclón presentadas por
Ashbee [13] fueron utilizadas.
Con el flujo másico del gas de síntesis y su densidad, se
calcula el flujo volumétrico a la entrada del ciclón, esto
es, con el objetivo de determinar las condiciones de
operación a la entrada y la salida. La Tabla 4 muestra
las dimensiones de diseño del ciclón junto con su
eficiencia y caída de presión.
Tabla 4. Características del ciclón
Parámetro
Diámetro del ciclón [mm]
Diámetros de salida del gas [mm]
Altura del cuerpo del ciclón [mm]
Altura total del ciclón [mm]
Diámetro de salida de sólidos [mm]
Eficiencia de separación [%]
Caída de presión [kPa]
Velocidad de entrada del gas [m/s]
Valor
200
100
300
800
50
99.9
0.65
15-25
2.5 ALIMENTADOR
El sistema propuesto para el suministro de combustible
se conforma de una tolva almacenadora de biomasa para
un pretratamiento de secado, una banda transportadora
que transfiera el combustible hacia un triturador de
pequeña capacidad y finalmente un alimentador de
gusano que descargue el combustible pulverizado o en
forma de pequeños pellets. El gusano que provee el
combustible se encuentra en una posición del reactor
justo arriba de la placa distribuidora (en el lecho
fluidizado).
La relación utilizada para el fuljo de biomasa toma en
cuenta el diámetro, el pitch, la altura de filete, y las
revoluciones del tornillo, esta expresión se da por la
siguiente expresión [3]:
ɺ Comb =60 ⋅ π ⋅ p t ⋅ n pasos ⋅ φ ⋅ ρ comb ⋅ ( D fil ⋅ h fil -h 2fil )
m
(5)
2.6 SISTEMA DE ENFRIAMIENTO
Usualmente cuando se emplean reactores donde ocurren
reacciones químicas exotérmicas se necesita un sistema
que ayude a controlar la temperatura a la cual se desee
mantener, esto es mediante la remoción de calor. Por
ello, en este caso los equipos auxiliares que se
consideraron fueron:
Tubos con agua inmersos en forma de serpentín
para la zona del lecho y la zona libre de partículas.
Bombas de agua de alimentación.
Un domo para separar el agua caliente del vapor
producido.
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2.7 BALANCE DE MASA
La gasificación de biomasa es un complicado proceso
que incluye numerosas reacciones químicas, donde se
da lugar el secado, la descomposición de la partícula,
oxidación y reducción. El modelo es descrito por los
balances de carbón, hidrógeno, oxígeno, así como las
ecuaciones de balance de energía y equilibrio químico.
Balance de carbono
Reacciones Exotérmicas:
Oxidación
[-393.8kJ/mol]
C + O 2 = CO 2
Reacción de formación de Metano
[-74.9 kJ/mol]
C + 2H 2 = CH 4
Reacción de equilibrio agua-gas
[-41.2 J/mol]
CO + H 2 O = CO 2 + H 2
Por otra parte, el calor liberado por la reacción dentro de
gasificación no se pierde, sino que se aprovecha para la
producción de vapor. El procedimiento que se tomó es
para un proceso adiabático, de esta manera el calor
generado es igual al cambio de entalpía para un proceso
de gases ideales por medio de entalpías de formación
donde la ecuación gobernante es:
(6)
(7)
(8)
Reacciones Endotérmicas:
[+131.4 kJ/mol]
(9)
C+H 2 O=CO+H 2
Reacción Boudouard
[+172.6 kJ/mol]
(10)
C+CO2 =2CO
Las reacciones anteriores toman un lugar intermedio
durante el proceso pero se pueden representar en una
reacción global de gasificación basada en un solo átomo
de carbono [12]:
rN
CH1.78O0.56 + ( W + Waire ) H2O + mO2 + 2 mN2 ⇔ x1H2 +
rO2
(11)
rN2
mN2
+ x 2CO + x3CO2 + x 4 H2O + x 5CH4 +
rO2
Las siguientes suposiciones son hechas en la
aproximación del modelo de equilibrio químico:
i. Las leyes de los gases ideales son válidas.
ii. Todas las reacciones están en equilibrio
termodinámico.
iii. Los gases están en equilibrio durante el flujo a
través del lecho.
iv. La presión en la cámara del lecho es atmosférica y
constante.
v. El nitrógeno presente tanto en el aire como en el
combustible es inerte.
vi. La ceniza es inerte y no se involucra en ninguna de
las reacciones, ya sea como especies químicas o
como catalizador.
vii. El gas de síntesis no se acumula en el lecho
viii. El gas producido comprende sólo CO2, CO, H2,
CH4, N2 y H2O.
ix. El agente oxidante en el proceso es aire húmedo.
x. El tiempo de residencia de los reactantes en el
gasificador es lo suficientemente largo para
alcanzar un equilibrio, el cual ha sido confirmado
por Zainal [6] y Babu [7].
La ecuación global de gasificación contiene 6 variables
desconocidas, desde x1 a x5 y m, entonces se consigue
emplear un sistema de 6 ecuaciones para encontrar las
incógnitas simultáneamente, y las expresiones
planteadas, se muestran a continuación:
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1 = x 2 + x3 + x5
(12)
Balance de oxígeno
0.56 + w + w aire + 2m = x 2 + 2x 3 + x 4
(13)
Balance de hidrógeno
1.78 + 2 ( w + w aire ) = 2x1 + 2x 4 + 4x5
H p = H react
(14)
(15)
En la ecuación (14), Hp es la entalpía de reacción de los
productos de la reacción, que a su vez se obtiene por la
ecuación:
H p = ∑ N prod ( h fº + h − hº )
(16)
prod
La entalpía de reacción del lado de los reactivos se
encuentra por:
H react = ∑ N react ( h fº + h − hº )
(17)
react
Entonces, aplicando la ecuación de balance de energía
de los reactantes y productos de la ecuación global de
gasificación se obtiene:
(
)
0
H 0fbiomasa +w H fH
+H vap +w aire H 0fH 2Og +mH 0fO2 +
2 Ol
+
rN 2
rO2
mH 0fN 2 =x1H 0fH2 +x 2 H 0fCO +x 3 H 0fCO2 +x 4 H 0fH 2 O +
0
+x 5 H fCH
+∆Tgasif
4
 x1C pH 2 +x 2 C pCO +x 3C pCO 2



rN 2


 +x 4 C pH 2O +x 5 C pCH 4 + r mC pN 2 
O2


(18)
Las entalpías de formación de especies simples son
adoptadas de [14]:
Tabla 5. Entalpía de Formación a 298.15 K
Especies Químicas
Agua
Agua
Dióxido de Carbono
Monóxido de Carbono
Metano
Hidrógeno
Oxígeno
Nitrógeno
Fase
g
l
g
g
g
g
g
g
∆Hºf298 [kJ/kmol]
-241818
-285830
-393509
-110525
-74520
0
0
0
Cabe notar que para obtener una solución rápida de la
ecuación de balance de energía para las especies
químicas, ha sido supuesto un proceso adiabático.
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El proceso de gasificación es llevado con aire como
agente oxidante, y al encontrarse agua en forma de
vapor en el aire, se debe incluir este factor dentro del
balance de energía aplicado al sistema.
La cantidad de agua contenida en el aire puede ser
calculada como sigue:
Waire = X aire
n onec
F
Z O2
(19)
Donde:
X aire
φ ⋅ Ps
=
Pamb − φ ⋅ Ps
(20)
La humedad relativa del aire φ fue tomada como 65%,
mientras que la presión de saturación fue especificada
para temperatura ambiente. El factor F de oxígeno es
definido como la fracción de oxígeno de la
estequiometría usada para un proceso de combustión
completa. Esto es porque la gasificación toma lugar en
un ambiente con poco oxígeno, por lo tanto, el factor F
de 0.3 es el más acorde para una buena gasificación
[15].
Para obtener el poder calorífico superior del
combustible, la ecuación de Bain usada sobre los más
recientes análisis de biomasa es la siguiente [16]:
 85.65 + 137.04 ⋅ C + 217.55 ⋅ H + 62.56 ⋅ N 
 (21)
PCS = 2.32779 ⋅ 
 + 107.73 ⋅ S + 8.04 ⋅ O − 12.94 ⋅ ceniza

De igual manera para obtener el poder calorífico inferior
es basado en la relación del poder calorífico superior
menos la relación de agua contenida en la biomasa, y al
igual del poder calorífico superior, las unidades están en
kJ/kg:
PCI = PCS − 600
m agua
m biomasa
(22)
Tabla 6. Constantes para calor específico [3]
Fórmula
CH4
H2
CO
CO2
N2
H2 O
C
Tmáx
(K)
1500
3000
2500
2000
2000
2000
2000
A
1.702
3.249
3.376
5.457
3.280
3.470
1.771
B
103
9.081
0.422
0.557
1.047
0.593
1.450
0.771
C1
106
2.164
-
D
10-5
0.083
0.031
1.157
0.040
0.121
0.867
Para las reacciones descritas en las ecuaciones (7) y (8)
se tiene las constantes de equilibrio (25) y (26)
respectivamente, dichas constantes son solamente
función de la temperatura de gasificación y dadas por
Zainal “et. al” [6]:
Reacción de formación de Metano
7.466 ⋅ E
 7082.848 
lnK1 = 
T -6.567 ⋅ lnT+
T
2

2.164 ⋅ E -6 2 0.701 ⋅ E -5
T +
+32.541
6
2 ⋅ T2
-3
(25)
Reacción de equilibrio agua-gas
58200
 5870.53 
+ 1.86 ⋅ lnT-2.7 ⋅ E -4 TlnK 2 = 
-18.007
2 ⋅ T2
 T 
(26)
La razón de equivalencia de un proceso de gasificación
es uno de los parámetros más importantes para el ajuste
y condiciones de operación del gasificador. Este valor
está definido como:
ER =
( R A/C )r
( R A/C )s
(27)
Donde, (RA/C)r es la relación real aire-combustible, y
(RA/C)s es la relación estequiométrica aire-combustible
dada en m3/kg y la cual fue calculada por Sánchez [5].
( R A/C )s = 8.89 ( C + 0.375 ⋅ S) + 26.5 ⋅ H − 3.3 ⋅ O
(28)
Siguiendo con Bain [16], la entalpía de formación de
cualquier biomasa puede ser estimada en unidades de
kJ/kmol basada principalmente en su relación molar
H/C, y está dada por:
Cabe mencionar que para una buena gasificación, la
razón de equivalencia debe estar comprendida entre
valores de 0.20 y 0.40.
0
H fbiomasa
= ( −190.3 − 1407 ⋅1.78 ) ⋅ 2.32 ⋅ PM biomasa
Para el desarrollo de balance de masa resulta importante
conocer los datos de:
La dependencia del calor específico sobre
temperatura está dada por la ecuación empírica [3]:
C1


2
 A + B ⋅ Tprom + 3 (4 ⋅ Tprom − Tamb ⋅ Tgasif ) 

Cp = ( R ) 
D
+

 T ⋅T

amb
gasif


(23)
la
(24)
Se toman constantes de calor específico para varias
especies de gases a una temperatura promedio. En la
Tabla 6 figuran las especies contenidas en el gas de
síntesis.
ISBN: 978-607-95309-3-8
Análisis elemental de los residuos sólidos.
Concentraciones de las especies del gas de síntesis.
Razón de equivalencia.
Flujo másico de entrada de combustible.
Velocidad de operación del reactor.
Teniendo todos los resultados de los análisis previos
(Fluidodinámica y equilibrio químico), se puede aplicar
la ley de conservación de masa para obtener el flujo
másico del gas de síntesis producido del gas de síntesis:
ɺ gas = m
ɺ biomasa + m
ɺ aire − m
ɺ residuos
m
(29)
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Para calcular la cantidad total de residuos sólidos
resultante del proceso de gasificación, un valor de 20%
de carbón residual no convertido fue agregado al
contenido de ceniza del combustible [1], por lo tanto la
relación quedó como sigue:
ɺ residuos = (0.2 * % carbón + % ceniza ) ⋅ m
ɺ biomasa
m
(30)
gasificación es prácticamente cero. El calor recuperado
por los tubos inmersos depende directamente de la
temperatura del lecho del área superficial expuesta a la
transferencia de calor.
ɺh =Q
ɺ hd + Q
ɺ hf
Q
(33)
De donde Q hd y Q hf es el calor del agua absorbido en
fase densa y en zona libre respectivamente.
2.8 BALANCE DE ENERGÍA
Un aspecto crítico del reactor de gasificación por lechos
fluidizados burbujeantes es la temperatura de operación,
la cual es controlada en un rango de 800 a 900ºC a
través de la extracción de calor por tubos con agua
instalados dentro del gasificador. La extracción de calor
reside en la zona del lecho y en la zona libre.
La ecuación de conservación de energía para el proceso
de gasificación se establece como:
ɺ fuel + Q
ɺ aire = Q
ɺ gas + Q
ɺ h +Q
ɺ pérdidas
Q
(31)
La expresión anterior involucra la energía química del
combustible, el calor del aire (si es previamente
calentado), el calor cedido al agua mediante los tubos
inmersos, y la energía del gas de síntesis junto con sus
cenizas y/o residuos inquemados.
ɺ = U ⋅ A ⋅ (T − T )
Q
hd
tubo
s
gasif
w
(34)
ɺ =U
Q
hf
TDH ⋅ A sf ⋅ DMLT
(35)
El coeficiente global comprende los tres tipos de
transferencia de calor, conducción, convección y
radiación, y son calculadas con correlaciones empíricas
de Plautz [17] porque aún no se ha investigado
profundamente el comportamiento de la transferencia de
energía dentro de un gasificador por lecho fluidizado.
La diferencia media logarítmica de temperatura del
intercambiador en flujo cruzado es:
DMLT =
∆T2f − ∆T1f
ln ( ∆T2f ∆T1f )
(36)
Los deltas que aparecen en la ecuación (34) se refieren a
las temperaturas entre las corrientes frías y calientes del
agua dentro del tubo.
Por otro lado, la energía térmica del gas de síntesis
producido por el proceso fue obtenido por las siguientes
expresiones:
ɺ =Q
ɺ +Q
ɺ
Q
(37)
gas
útil
s
Donde la energía útil corresponde a la energía química
de la mezcla de gases:
ɺ
ɺ = m gas ⋅ PCIgas
Q
útil
3.6 ⋅ ρ gas
Figura 2. Balance de energía en el gasificador
El
calor del proceso de gasificación proviene del lecho
de partículas que en su mayoría son calentadas en esta
zona, mientras que algunas otras pocas partículas
pueden ser quemadas en la zona libre, sin embargo, por
ser un porcentaje muy bajo esta fuga de partículas, se
considera la reacción completa en la fase densa.
Entonces el calor liberado en el lecho puede ser
encontrado por:
m
⋅ PCI biomasa
ɺ fuel = ɺ biomasa
Q
(32)
3600
El aire atmosférico que entra al reactor es considerado a
la misma temperatura de referencia (25ºC), por lo tanto
la energía de aporte del aire como agente oxidante en la
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(38)
El poder calorífico inferior del gas puede ser calculado
de [2]:
(39)
PCIgas = 0.1263 ⋅ CO + 0.358 ⋅ CH 4 + 0.1079 ⋅ H 2
El término del calor sensible del gas, incorpora la
entalpía de cada componente del gas de síntesis a su
temperatura de salida (500ºC):
ɺs =
Q
m
ɺ gas ∑ (y i h i )
(40)
3600 ∑ (y i PM i )
Las pérdidas por radiación y energía debidas a los
residuos de la gasificación se adicionan como sigue:
ɺ pérdidas = Q
ɺ r +Q
ɺ residuos
Q
(41)
Donde el calor radiante desde la superficie del lecho, es
una fuente de pérdida de energía de donde depende
directamente de algunos factores como: tipo de aislante
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del reactor, temperatura de gasificación, temperatura
ambiente y geometría del gasificador.
El contenido de energía en los residuos del proceso de
gasificación (cenizas e material carbonoso no quemado)
está dado por la expresión:
ɺ residuos = Q
ɺ cn + Q
ɺ ceniza
Q
(42)
El valor del carbón residual es aproximadamente 20 %
de la materia prima inicial, entonces, la energía que
llevan tales residuos se calcula como [2]:
ɺ residuos (PCI cn + h cn )
ɺ cn = 0.20 ⋅ m
Q
3600
(43)
Por otro lado, el calor sensible en las cenizas formadas
por la gasificación del combustible, es computado de la
expresión de Sánchez (1997):
ɺ ceniza =
Q
(0.8 ⋅ mɺ residuos ) ⋅ (820 + 1.67 ⋅ (Tceniza
3600
− 273))
(44)
El parámetro más representativo para evaluar el
rendimiento de operación de cualquier equipo es la
eficiencia, la cual, para este caso es definida de dos
maneras distintas: eficiencia de gas frío y eficiencia de
gas caliente. La eficiencia de gas frío es usualmente
usada para la ejecución en una cámara de combustión
posterior en el cual los vapores de alquitranes y/o
residuos son removidos a temperatura ambiente. La
eficiencia de gas frío se define como:
ηGF =
ɺ ⋅ PCI
V
g
gas
ɺ comb ⋅ PCIcomb
m
(45)
Donde V g es el flujo volumétrico de gas procedente de
la gasificación.
Cuando se considera además del poder calorífico del gas
de síntesis, el calor sensible de los gases, se evalúa en
base a la llamada eficiencia de gas caliente:
ηGC =
ɺ ⋅ PCI + Cp ⋅ V
ɺ ⋅ (T − T )
V
g
gas
g
g
g
amb
ɺ comb ⋅ PCIcomb
m
We neta =We prod - Wesop - Wealim - Webomba -
(47)
- We banda - We molino
De donde se puede desglosar el cálculo de potencias de
cada equipo auxiliar:
La potencia eléctrica de la bomba, está en función
del flujo de agua y presión de trabajo, y se pueden
calcular mediante sus curvas de diseño.
La potencia del tornillo alimentador se puede
calcular en función del flujo de combustible,
densidad aparente, longitud y textura del material
transportado, además se considera la geometría del
tornillo en estudio.
La potencia del ventilador se calcula en función de
la velocidad de trabajo considerando las caídas de
presión dentro del reactor para suministrar una
presión de operación. También interesa el flujo de
aire con el cual se dosifica al reactor.
3. RESULTADOS Y DISCUSIÓN
Asumiendo el modelo representativo de flujos de la
Figura 3, se muestra una estructura funcional con la cual
se propone analizar de manera muy general la planta de
gasificación de biomasa, la cual utilizaría como
combustible lodos industriales con el fin de producir gas
de síntesis, empleando un motogenerador para convertir
la energía en electricidad y al mismo tiempo generar
vapor de agua. Por lo tanto los flujos muestran las
diferentes formas de energía existentes entre cada
elemento presente de la planta, y de esta manera detallar
la magnitud de cada uno, y en algunos casos describir
sus propiedades físicas.
(46)
La potencia mecánica aprovechada del gas de síntesis a
la salida del gasificador puede ser consumida por un
motor de combustión interna, esto restaría la energía útil
del gas producido, una aproximación para la conversión
de flujo de calor a potencia mecánica utilizando un
motor de combustión interna es la multiplicación del
flujo energía útil del gas de síntesis por un factor de 0.2.
A su vez, la conversión de energía mecánica mediante
un generador eléctrico se desarrolla con otro porcentaje
de conversión de energía, el factor resultante para la
potencia eléctrica total es de 0.8. Si el sistema de
gasificación es autosuficiente y tiene la capacidad de
alimentar equipos que consumen energía eléctrica, y
estos forman parte de los equipos auxiliares del
gasificador, los más destacables son la bomba de agua
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de alimentación, el soplador que suministra el aire
necesario para la gasificación, el motor con el tornillo
alimentador para abastecer el combustible, la banda
transportadora y el molino triturador. La potencia neta
se calcula como sigue:
Figura 3. Modelo conceptual propuesto para el caso de estudio
Los números enlistados simbolizan tanto los flujos
másicos del aire de entrada, del gas de síntesis, del agua
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de refrigeración en su forma líquida y de vapor, como la
potencia necesaria para accionar cada equipo auxiliar y
la pérdida de calor por radiación hacia los alrededores.
La Tabla 7 muestra una serie de indicativos con datos
preliminares resultantes de un análisis termodinámico
con datos de entrada propuestos como los más óptimos
para una planta de gasificación como que se analiza. Lo
anterior consolida la base para caracterizar y diseñar una
planta piloto con los mismos rasgos, y proponer de
manera muy general su funcionamiento, además de
estimar algunos datos importantes de su producción.
Tabla 7. Descripción de flujos del modelo conceptual
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
Descripción de flujos
Lodos industriales
Potencia necesaria para la banda transportadora
Potencia necesaria para el funcionamiento del molino
triturador
Potencia necesaria para el tornillo alimentador
Descarga del combustible triturado
Potencia necesaria para el soplador de aire secundario
Aire secundario proveniente del soplador
Aire secundario a la entrada del molino triturador
Aire a la salida del molino triturador
Combustible que alimenta al gasificador
Potencia necesaria para el soplador de aire principal
Aire a la entrada del gasificador
Potencia de la bomba de agua de alimentación
Agua recirculada proveniente del domo
Salida del agua de refrigeración en la zona del lecho
burbujeante
Entrada de agua de refrigeración a la zona libre
Salida de agua de refrigeración del zona libre
Vapor generado del gasificador
Residuos sólidos a la salida del gasificador
Calor perdido hacia el ambiente
Gas de síntesis a la salida del ciclón
Gas de síntesis a la salida del intercambiador
En principio el análisis completo del sistema se hace
con propiedades constantes y con ciertos parámetros
sugeridos para una buena operación de la planta de
gasificación y los resultados preliminares obtenidos con
ayuda de un simulador programado en plataforma EES
(Engineering Equation Solver) se presentan de manera
tabulada en la Tabla 8. Existe un parámetro que regula
la cantidad de gas de síntesis obtenido, este es el valor
de producción de un metro cúbico de gas de síntesis por
cada kilogramo de combustible, que en este caso resulta
ser 2.352 m3/kg, también es relevante conocer su poder
calorífico inferior, el cual fue de 4.69433 MJ/m3, este
valor se encuentra en las partes más altas del rango de
gases con poderes caloríficos bajos, ya que los mayores
pueden alcanzar hasta 5 MJ/m3. De hecho para
propósitos de simplicidad en el diseño del sistema se
utiliza aire como agente gasificante, Por otro lado, se
puede decir que existe una gasificación bastante
aceptable tomando en cuenta que el poder calorífico
inferior de los lodos industriales usados como
combustible es de 18860 kJ/kg, esto se comprueba de
forma más clara calculando las eficiencia de gas frío y
gas caliente, dichos valores son del 61.29 y 73.84 %
respectivamente.
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Tabla 8. Propiedades de flujos del modelo conceptual
Flujo
P [KPa]
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
85
85
111
100
200
200
200
200
100
-
T
[°C]
25
300
25
120
20
300
600-700
400
m
[kg/h]
833
250
700
700
700
250
388
350
400
400
750
55
583
583
Wt
[kW]
1310
185
80
27
1017
950
We
[kW]
3
6
1.5
2.24
2.24
3
-
Los resultados preliminares proporcionan datos para una
primera aproximación de la planta, sin embargo en
situaciones reales es muy difícil mantener constantes
tales condiciones, haciendo que empeore o favorezca el
funcionamiento del gasificador, pero la mayoría de las
condiciones de referencia, operación y entrada son las
que pueden llegar a repercutir de manera negativa.
Todos estos factores pueden ser de afectados por el
clima, el combustible, o entrada de aire. Los valores
para distintos parámetros de entrada se simulan y se
registran para la operación del sistema y se presentan en
las siguientes figuras:
4.78
0.62
4.76
PCI
4.74
ηGF [-]
gas
3
[MJ/Nm ]
0.61
0.6
4.72
4.7
0.59
4.68
0.58
4.66
0.57
4.64
0.56
4.62
4.6
0
5
10
15
20
25
30
35
40
0.55
45
Tref [°C]
Figura 4. Influencia de la temperatura del aire de entrada
La Figura 4 expone claramente los valores máximos y
mínimos a los que puede entrar el aire (agente oxidante)
asumiendo condiciones climáticas extremas. La
variación más común en un día puede llegar a ser de
alrededor de 10ºC, no importando si esta diferencia es
positiva o negativa, sin embargo se observa en la gráfica
que por cada 5ºC existe un diferencia de
aproximadamente 20 kJ/m3. De manera similar, si se
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considera la variación de extremo a extremo, se hace
notar una diferencia de hasta 5.2 % en la eficiencia de
gas frío del sistema.
5.4
25
YH2
5.3
20
5.2
YCO
5.1
15
5
para mantener las reacciones endotérmicas de la
gasificación. Valores muy pequeños de esta variable
reducirían la temperatura de reacción y el calor liberado
necesario para mantener la reacción de reducción. Por lo
contrario si la razón de equivalencia es alta causaría
incremento en la temperatura de reacción por la
cantidad de oxígeno añadida y esto tendería a que ocurra
una combustión. La Figura 6 es un claro ejemplo de
cómo afecta la variación de la razón de equivalencia al
poder calorífico inferior del gas.
[%]
PCIgas
10
3
[MJ/Nm ]
4.9
350
1400
4.8
5
YCH4
0
700
740
780
T [°C]
820
860
4.7
1200
Qu [kW]
4.6
1000
Wneta [kW]
4.5
900
800
300
250
200
Figura 5. Influencia sobre el PCIgas y sus especies vs Temperatura
de gasificación
Además de la humedad del combustible, el otro factor que
afecta significativamente la composición del gas de
síntesis y su poder calorífico, se encuentra la temperatura
de gasificación, En la Figura 5 se nota claramente una
disminución en los elementos presentes del gas de síntesis
cuando se eleva la temperatura de gasificación, por
ejemplo en el rango de 700 a 900ºC existe un decremento
muy marcado del hidrógeno de un 4.5%, sin embargo el
monóxido de carbono pierde alrededor de 0.5%, y el
metano 0.7%. Con estos valores, y de acuerdo a la
gráfica, probablemente se tendría preferencia por gasificar
a 700ºC, pero en esta temperatura se producen
demasiados alquitranes, causando un gran problema al
momento de la limpieza del gas de síntesis, y afectando la
continuidad de trabajo del gasificador.
1
600
150
400
100
200
0
100
150
200
250
300
350
50
400
mcombustible [kg/h]
Figura 7. Energía útil del gas de síntesis y potencia eléctrica neta
producida vs flujo másico de combustible
La Figura 7 representa un rango límite de admisión de
combustible con el que un reactor de dimensiones fijas
puede operar, para ello se tiene como variable
dependiente el calor útil extraíble del gas de síntesis
producido. Pero cabe destacar que la gráfica ayuda a
conocer la potencia eléctrica neta al final del proceso,
debido a la variación del flujo másico de combustible.
3
Uf
Pesp
0.8
[m/s]
2.8
3
[m /kg]
2.6
0.6
2.4
2.2
0.4
2
0.2
0.2
0.24
0.28
0.32
0.36
1.8
0.4
RE
Figura 6. Velocidad de operación y producción de gas por kg de
combustible vs razón de equivalencia
Se reconoce que el rendimiento de un gasificador
depende en un principio de la razón de equivalencia, por
lo tanto se debe estudiar los límites con los que se
pueden trabajar. El límite más bajo requerido es
determinado por la cantidad mínima de aire requerida
para oxidar el combustible y generar suficiente calor
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4. CONCLUSIONES
Después del análisis de resultados se destacan los
siguientes aspectos:
Las concentraciones de metano, monóxido de carbono y
metano presentes en el gas de síntesis se encuentran
dentro de un rango bastante aceptable en porcentaje,
esto es de acuerdo a datos reportados en la literatura [2].
Además el gas se síntesis producido posee un poder
calorífico que fluctúa entre 4.5 y 5.3 MJ/Nm3. Esto hace
que el gas de síntesis entre en la clasificación de
combustibles de bajo poder calorífico y por tanto se
pueda implementar su uso en motores de combustión.
Los residuos industriales utilizados como combustible
en el gasificador cumplen con los requisitos para el
proceso de gasificación siempre y cuando posean un
contenido de humedad menor del 30 %, de hecho para
el cálculo de la eficiencia del sistema se simuló bajo las
condiciones más desfavorables, sin embargo, se alcanza
una situación muy ventajosa porque el proceso real
incrementará su eficiencia en cualquier escenario
porque las condiciones se aproximarán cada vez más a
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las óptimas. La fabricación de la planta en un área local
es viable con los diseños propuestos en este trabajo, la
aplicación de gasificadores como el aquí presentado
ayuda a producir energía para la disminución de
insumos en energía eléctrica y/o térmica de cualquier
proceso industrial, pero principalmente sin afectar al
medio ambiente, y por el contrario, disminuyendo todo
tipo de desechos industriales, los cuales pueden llegar a
ser un problema por las cantidades desmedidas que día a
día se generan.
Los resultados obtenidos estimulan la continuidad en
investigaciones para el desarrollo de tecnologías limpias
y la valorización de los residuos industriales, así como
para su aplicación eficiente en la conversión de residuos
sólidos en energía térmica o eléctrica, mediante la
tecnología de gasificación. De hecho la gasificación de
biomasa se perfila como una fuente de energía suprema
e importante en el futuro. El gas combustible de bajo
poder calorífico producto de la gasificación de biomasa
tiene como ventajas la disponibilidad de la materia
prima en casi todos los rincones de la tierra; producción
neutra de CO2 y su gran versatilidad, pues es posible
utilizarlo en calderas, quemadores, motores de
combustión interna y microturbinas de gas.
[10] Geldart, D. “Gas Fluidization Technology”. Great
Britain. 1985. pag:125
[11] Richardson, D.R., How to design fluid flow
distributors, Chem. Eng., 68, 83, 1961.
[12] Souza-Santos Marcio L. “Solid Fuels Combustion
and Gasification Modeling, Simulation, and Equipment
Operation”. State University at Campinas. São Paolo,
Brazil. 2004
[13] Ashbee, E. and D. Wayne, “Cyclones and inertial
separators.” In: BUONICORE, Anthony, J and D.
Wayne. Air Pollution Engineering Manual, Van
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influence of different biomasa properties on the
gasification process”. Institute of thermal technology,
Silesian University of Technology at Gliwice, Gliwice,
Konarskiego, Poland. 2007
[16] Bain R. L, Amos W. A., Downing M., Perlack
R.L., Biopower Technical Assessment: State of the
Industry and Technology. NREL Technical Report,
2003.
[17] Plautz, D. A. and Johnstone, H. F., “Heat and mass
transfer in packed beds”, AIChE J., 193–199, 1955.
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de Procesos Térmicos e Ingeniería Ambiental.
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arroz en leito fluidizado”, Dissertation (Mechanical
Engineering Master), UNICAMP, Campinas, Brazil.
2002
[3] Olivares, E., “Projeto, construçao e avaliação
preliminar de um reator de leito fluidizado para
gasificação de bagaço de cana de açúcar”, Dissertation
(Mechanical
Engineering
Master),
UNICAMP,
Campinas, Brazil (1996).
[4] Oñate Arresti D. “Gasificación y Biomasa: Una
simbiosis de futuro”. Zaragoza, España. 2006
[5] Sanchez, C. “Gasifiçao de Biomassa”, Faculdade de
Engenharia Mecanica. Departamento de Engenharia
Termica e Fluidos. Apostila curso de posgraduado,
UNICAMP, Campinas Brazil. 1997
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Materials”. Energy Conversion and Management. 2001.
[7] Babu B.V. and Pratik N. Sheth. “Modeling and
Simulation of Reduction Zone of Downdraft Biomass
Gasifier: Effect of Air to Fuel Ratio”. Department of
Chemical Engineering Birla Institute of Technology &
Science (Rajasthan) India. 2006
[8] Kunii y Levenspiel. “Fluidization Engineering”. 2ª
ed. Newton: Butterworth-Heinemann. 1991
[9] Ergun, S. “Fluid flow through packed columns”.
Chemical Engineering Progress. 48:91–94. 1952.
ISBN: 978-607-95309-3-8
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