UNIVERSIDAD DE CONCEPCIÓNFACULTAD DE INGENIERÍA

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUÍMICA

Profesor Patrocinante:Dra. Ximena García

Profesor Co-Patrocinante:Dr. Oscar Farías F.

Seminario de Investigación.

Aspectos Tecnológicos y Científicos de la co-combustión directa de biomasa con carbón

pulverizado.

Concepción, Agosto de 2011 Rubén A. Pérez J.

UNIVERSIDAD DE CONCEPCIÓN Profesores: Facultad de Ingeniería Dra. Ximena GarcíaDepartamento de Ingeniería Química Dr. Oscar Farías

Aspectos Tecnológicos y Científicos de la co-combustión directa de biomasa con carbón

pulverizado.

Rubén Alfonso Pérez Jeldres

SEMINARIO DE INVESTIGACIÓN

Ingeniero Civil Mecánico

Agosto 2011

iii

ResumenLa co-combustión de biomasa con carbón presenta una atractiva opción de uso de energías

renovables para la disminución de emisiones netas de CO2, SOX y de NOX a corto plazo, de bajo

riesgo y bajo costo. Aspectos técnicos relacionados con la co-combustión incluyen el suministro de

combustible, el manejo y los costos de almacenamiento, posibles aumento en la corrosión en zonas

de intercambiadores, disminución de la eficiencia global de la planta y el impacto sobre el

rendimiento del equipo, entre otros potenciales problemas. Estos temas se han investigado durante

los últimos 20 años en plantas existentes con diferentes tipos de biomasa y los más relevantes son

presentados en este documento. A partir de estas experiencias, es posible concluir que los problemas

técnicos asociados a la adaptación de equipos existentes, no presentan una gran dificultad en su

solución y por ende, en la aplicación de esta tecnología en centrales térmicas.

Posteriormente, se presenta el estudio del arte desde el punto de vista fundamental, del

fenómeno de combustión, asociados con los procesos de pirólisis, ignición, combustión,

depositación de cenizas y formación de gases. En donde, la variable presente en cada modelo

desarrollado, es el tamaño de partícula de biomasa. Siendo ésta la variable crítica que determinará si

el proceso de co-combustión es viable. Estudios realizados usando dinámica de fluidos

computacional (“CFD”) revelan que la geometría y el tamaño de la partícula de combustible,

influencia los tiempos de desvolatilización de las partículas y por ende la calidad de combustión.

Los modelos de combustión utilizados en este tipo de estudios, son validados al comparar el perfil

de concentraciones de gases contaminantes obtenido del modelo con el medido experimentalmente y

así determinar porcentajes de mezcla adecuados, modificaciones geométricas del quemador,

etcétera. Sin embargo, los modelos desarrollados hasta el momento, no presentan algoritmos de

optimización para la obtención de condiciones operacionales que permitan operar a máximo

rendimiento y mínimas emisiones posibles. El desarrollo de esta investigación contempla la

validación experimental de los modelos encontrados para combustibles biomásicos y carbones

nacionales y extranjeros, para posteriormente ser integrados en un modelo computacional CFD

acoplado a un algoritmo de optimización, como por ejemplo redes neuronales, que permita simular y

obtener condiciones de operación de la caldera y que permita predecir el comportamiento frente a

una modificación en el diseño de la caldera. Finalmente, se contempla la creación de una empresa

“spin-off” destinada a prestar servicios de ingeniería a la empresa termoeléctrica chilena.

iv

Tabla de ContenidosTabla de Contenidos LISTA DE TABLAS VI

LISTA DE FIGURAS VII

ABREVIACIONES IX

CAPÍTULO 1. INTRODUCCIÓN 1

1.1. OBJETIVOS 4

1.1.1 Objetivo general 4

1.2. METODOLOGÍA 4

CAPÍTULO 2. TECNOLOGÍAS DE LA CO-COMBUSTIÓN 5

2.1. CO-COMBUSTIÓN DIRECTA 5

2.1.1 Pre-mezcla de biomasa-carbón y alimentación directa de la mezcla a la caldera 5

2.1.2 Combustión mediante quemadores de carbón y biomasa independientes. 7

2.1.3 Incorporación de una parrilla para biomasa en la parte inferior de la caldera. 7

2.1.4 Aspectos técnicos en equipos para carbón pulverizado 8

2.2. CO-COMBUSTIÓN INDIRECTA 11

2.2.1 Gasificadores de lecho fijo 12

2.2.2 Gasificadores de lecho fluidizado 14

2.2.3 Gasificador por flujo de arrastre 15

2.3. EXPERIENCIAS EN CO-COMBUSTIÓN 16

2.3.1 Principales problemas técnicos/operacionales en co-combustión 18

CAPÍTULO 3. CIENCIA DE LA CO-COMBUSTIÓN 25

3.1. CARACTERÍSTICAS GENERALES DE LOS COMBUSTIBLES 25

3.1.1 Carbón 25

3.1.2 Biomasa 26

3.2. PIRÓLISIS 28

3.2.1 Carbón. 28

3.2.2 Biomasa 31

3.2.3 Modelos de Desvolatilización 34

3.2.4 Co-pirólisis de biomasa con carbón. 39

3.3. OXIDACIÓN DE VOLÁTILES 41

3.3.1 Modelos Globales 43

3.3.2 Modelos de rección Multietapas. 45

3.4. REACCIONES HOMOGÉNEAS/HETEROGÉNEAS Y DEL CARBÓN FIJO 47

v

3.5. IGNICIÓN. 51

3.6. COMBUSTIÓN 55

3.7. EMISIONES Y MATERIAL PARTICULADO 62

3.7.1 HAP - Hidrocarburos Aromáticos Policíclicos 62

3.7.2 Emisión de Monóxido de Carbono - CO 64

3.7.3 Emisión de Óxidos de Nitrógeno - NOX 66

3.7.4 Emisión de Óxidos de Azufre – SOX 71

3.7.5 Emisión – Normativas. 74

3.8. DEPOSICIÓN DE CENIZA - “SLAGGING & FOULING” 75

3.9. ASPECTOS DE LOS FENÓMENOS DEL TRANSPORTE EN LA COMBUSTIÓN. 82

3.9.1 Ecuación de Continuidad – Transporte de Especies. 83

3.9.2 Cantidad de Movimiento – Modelo de Turbulencia. 86

3.9.3 Ecuación de la Energía 88

3.9.4 Modelo de Fase Discreta – Partícula de combustible. 90

3.10. CONCLUSIONES 95

CAPÍTULO 4. PROPUESTA DE TRABAJO 96

4.1. HIPÓTESIS Y OBJETIVOS 97

4.1.1 Hipótesis. 97

4.1.2 Objetivos. 97

4.2. METODOLOGÍA. 98

4.2.1 Estudio del Arte y Recopilación de información 98

4.2.2 Estudio y caracterización experimental. 99

4.2.3 Modelación CFD. 101

4.2.4 Optimización del Modelo CFD. 103

4.2.5 Informe de avance, final y cierre de proyecto. 104

4.2.6 Transferencia Tecnológica. 104

4.3. CARTA GANTT 105

4.4. RECURSOS 106

BIBLIOGRAFÍA 107

vi

Listado de Tablas

Tabla 1.Comparación de propiedades para diferentes tipos de biomasa con carbón bituminoso......................3

Tabla 2. Problemas técnicos-operacionales principales en el pre-procesamiento y procesamiento de la

biomasa............................................................................................................................................................20

Tabla 3. Resumen de Experiencias en co-combustión....................................................................................21

Tabla 4. Principales problemas técnicos-operacionales asociados al sistema de combustión.........................23

Tabla 5. Principales problemas técnicos-operacionales asociados a los productos de la combustión.............24

Tabla 6. Composición del contenido volátil para carbón lignito. [119]..........................................................29

Tabla 7. Información cinética para combustibles a biomasa y carbón. [3]......................................................33

Tabla 8. Constantes cinéticas para llamas de metano/aire [47].......................................................................44

Tabla 9. Mecanismos de Ignición...................................................................................................................53

Tabla 10. Límites de emisión para termoeléctricas existentes / nuevas (mg/Nm3)..........................................75

Tabla 11. Índices de propensión al escoreamiento y/o ensuciamiento de equipos a combustión.[106]...........79

vii

Listado de Figuras

Figura 1. Esquema quemador dual de bajo NOX de 150 kW.[a - 31, b - 18]......................................................6

Figura 2. Esquema de una caldera a carbón pulverizado de 2 pasos..................................................................9

Figura 3. Ubicaciones recomendadas por Foster and Wheeler para la inyección de biomasa en un arreglo de

quemadores tangenciales bajos en NOX [18]. .................................................................................................10

Figura 4.Esquema de gasificadores típicos de lecho fijo..................................................................................13

Figura 5. Diagrama del proceso gasificación, observar que la pirólisis se produce por encima y antes de la

gasificación y de que la biomasa sea expuesta al oxígeno.[29]........................................................................13

Figura 6. Reactor de lecho fluidizado del tipo circulante (CFB) [24]..............................................................15

Figura 7. Reactor por flujo de arrastre [24]......................................................................................................16

Figura 8. Proceso esquemático de una partícula de carbón en el proceso de pirólisis [104]............................25

Figura 9. Proceso esquemático de una partícula de carbón en el proceso de pirólisis......................................29

Figura 10. Efecto de la temperatura en la concentración de metano, producto de la pirólisis de carbón

bituminoso. [119]............................................................................................................................................30

Figura 11. Pérdida de masa en función del tiempo (m0=100 mg; dT/dt = 100 °C/min)[34].............................32

Figura 12. Pérdida de masa en función del tiempo durante la pirólisis de biomasa [34]. ................................32

Figura 13. Proceso de formación de alquitrán y char en el modelo DVC [45].................................................38

Figura 14.TGA de chips de pino (a) y para carbón Sabero (b) [35].................................................................40

Figura 15. Comportamiento pirolítico para mezclas de pino/carbón de a) 20:80 y b) 80:20 [35]....................40

Figura 16. Micrografías ópticas de la nube de volátiles y de los jets [37]........................................................41

Figura 17. Régimen de ignición en función de la velocidad de calentamiento y el tamaño de partícula[68].. .52

Figura 18. Variaciones en la temperatura de ignición con el diámetro de partícula para diferentes tipos de

carbones y biomasa, Sh=2, DW= 1 cm2/s [3]...................................................................................................54

Figura 19. Comparación de resultados experimentales para ignición heterogénea con modelos de estado

estable y transiente.[3].....................................................................................................................................54

Figura 20. Partícula de char de biomasa (a) y de carbón (b)............................................................................55

Figura 21. Esquema de reacciones en la formación de hollín [91]. .................................................................64

viii

Figura 22. Formación de contaminantes en la co-combustión de biomasa con carbón para quemadores a

parrilla[92].......................................................................................................................................................65

Figura 23. Efectos de la co-combustión de biomasa con carbón en la emisión de contaminantes en función del

porcentaje de gas de reciclo y para una estequiometria de 1.28. [92]..............................................................65

Figura 24. Porcentaje de quemado para pre-mezcla de biomasa con carbón.[10]............................................66

Figura 25. Mecanismos de formación de NOX [12].........................................................................................67

Figura 26. Emisión de NOX para diferentes mezclas de carbón con chips de madera [95]..............................67

Figura 27. Esquema simplificado de Peters para las transformaciones del azufre bajo condiciones de

oxidación y reducción [101]............................................................................................................................71

Figura 28. Razón de conversión del azufre función del porcentaje de biomasa para diferentes mezclas de

biomasa con carbón [10]..................................................................................................................................73

Figura 29. Emisiones de SO2 para diferentes mezclas de biomasa con carbón (sew. sl. – sewage sludge ; Misc

- Miscanthus) [10]...........................................................................................................................................73

Figura 30. Contenido de azufre en la ceniza para diferentes mezclas de biomasa con carbón [10]..................74

Figura 31. Esquema de la producción de ceniza durante la combustión [107].................................................77

Figura 32. Análisis elemental para diferentes tipos de combustibles y mezclas. [109]....................................78

Figura 33. Formación de partículas por nucleación homogénea [109].............................................................80

Figura 34. Condensación Heterogénea sobre la superficies [109]....................................................................81

Figura 35. Esquema conceptual del modelo de Doshi et al., para determinar la formación de ceniza en co-

combustión de carbón/biomasa [109]..............................................................................................................81

ix

Nomenclatura

AP : Área de la partícula (m2)BO2 : factor pre-exponencial para el consumoo de oxígeno (m/s)Cp : Capacidad calorífica (kW/kg K)CS : Número de átomos de Carbono por unidad de Superficie (1/cm2)dP : Diámetro de la partícula (m).DIV,c : Número de Damköhler de cuarto orden.Di : Coeficiente de Difusión para la especie i (m2/s)E : Energía de Activación (kJ/kmol)h : Constante de Planck ~ 6,626×10 -34 (J s).hC : Calor de Combustión (kJ/kg)hCONV : Coeficiente convectivo (kJ/m2K)hm : Coeficiente de transferencia de materia (kg/m2 s)N : Número de Avogadro ~ 6,022×1023 (mol-1).mp : Masa de la partícula (kg)MW : Peso molecular (kg/kmol).Re : Número de Reynolds.Ru : Constante Universal de los gases (8,314 kJ/kmol K)Sc : Número de Schmidt.Sh : Número de Sherwood.Too : Temperatura en el seno del fluido (K).TP : Temperatura de la partícula (K).Yk : Fracción Molar de k. (mol/mol)YO2,w : Fracción molar de oxígeno en la pared de la partícula.ρoo : Densidad del ambiente que rodea la partícula (kg/m3)ξP : Emisividad de la partículaBFB : Gasificador de lecho fluidizado burbujeante.CFB : Gasificador de lecho fluidizado circulante.FICFB : Reactor de lecho fluidizado con circulación interna.F.C. : Carbón fijo.LHV : Poder Calorífico Inferior.MP : Material Particulado.M.V. : Materia volátil.NMR : Espectroscopia de Resonancia magnética nuclear (“Nuclear magnetic

resonance”)

RDF : Residuos derivados de combustibles (“Residues derived fuel”).SCR : Reducción catalítica selectiva.

1Capítulo 1. Introducción

Co-combustión se define como el proceso de combustión simultánea de una mezcla de un

combustible fósil con biomasa en un mismo equipo, con el fin de producir energía eléctrica

renovable, acompañado de una reducción en los niveles de emisión de gases contaminantes [1]. Las

mezclas entre combustibles pueden ser del tipo sólido-gas (Carbón-Gas de síntesis), sólido-sólido

(Carbón-Pellets), sólido-líquido (Carbón-Petróleo, esta opción se encuentra generalmente en

Termoeléctricas como sistema de apoyo).

En los últimos 20 años, ha aumentado el interés de los gobiernos por la sustitución de

combustibles fósiles por alternativas renovables (solar, mareo-motriz, eólica y geo-térmica) en la

generación de energía eléctrica. Dentro de estas alternativas, la co-combustión presenta una ventaja

comparativa por sus costos de instalación y operación. Gran parte del parque energético de los

países subdesarrollados utiliza combustible fósiles, por lo que se han buscado alternativas que

permitan adaptar estas plantas para operar con co-combustión de biomasa y producir una reducción

en las emisiones netas de CO2 a la atmósfera. A modo de incentivo en la co-combustión de biomasa,

se han firmado acuerdos como el de la Unión Europea en marzo de 2007, en que para satisfacer el

20% de la energía base (fósiles y renovables) para el año 2020 [2], ha expandido el uso de la

biomasa en la producción de energía.

A partir del año 2010 el gobierno chileno estipula que las empresas que comercialicen

energía deben generar el equivalente a un 5% de sus retiros en base a fuentes de energía renovables,

el cual aumentará a un 10% en el año 2024, produciendo que el sector termoeléctrico chileno centre

su interés en la utilización de biomasa, como una alternativa de energía renovable, ello pues la

biomasa como combustible es considerado ambientalmente amigable, debido a que no produce un

aumento de las concentraciones de CO2 en el ambiente, pues consume la misma cantidad de CO2

durante su etapa de crecimiento [3]. Ensayos de co-combustión realizados en calderas a carbón [4],

revelan que al reemplazar un 10% del carbón utilizado por biomasa en una caldera existente, se

reducirá su emisión neta de gases de efecto invernadero en aproximadamente 10%, por lo cual, la

co-combustión de biomasa con carbón presenta un ventaja medioambiental comparativa frente a una

central que opera exclusivamente a carbón [5].

Por otra parte, la co-combustión de biomasa con combustibles fósiles a partir del 2005 ha

2presentado una alternativa atractiva y costo-eficiente para el potenciamiento en el uso de biomasa en

la generación eléctrica [6]. La producción anual de energía renovable a partir de co-combustión de

biomasa con carbón se ha estimado entre 50 – 90 TWh en la unión europea [7]. El incremento en el

uso de biomasa en co-combustión puede ser una contribución significante en cuanto al objetivo de

usar energía renovables y atenuar las emisiones que contribuyen al cambio climático [8].

Litunen et al [11], analiza posibles escenarios, en el caso que la co-combustión de biomasa

con carbón fuese considerada dentro de las políticas de incentivos para el uso de energías

renovables. Litunen et al, concluyen:

• Al no subvencionar la co-combustión de biomasa resulta en una mayor rentabilidad de las

centrales eléctricas de combustibles fósiles (con respecto a una central a co-combustión).

• Al incluir la biomasa dentro de los esquemas de energía renovable, se produce una reducción

en la tarifa eléctrica y los valores de subsidio para otras energías renovables.

En consecuencia, la co-combustión de biomasa con combustibles fósiles sólidos ofrece una

solución a corto plazo de bajo costo para el incremento en el uso de energías renovables.

A nivel internacional, la gran mayoría de las experiencias en co-combustión han sido

realizadas en calderas de carbón pulverizado mediante diferentes métodos de co-combustión

(directo, indirecto y paralelo) sin presentarse problemas técnico-operacionales de relevancia [2]. De

estas experiencias el método de co-combustión directo ha mostrado ser el más apropiado para la

mayoría de los casos, obteniéndose menores costos operacionales específicos y de adaptación de la

planta.

Una ventaja adicional de co-combustionar subproductos de biomasa, incluso en relación al

uso de cultivos para generación, es la posibilidad de evitar la liberación de CH4 proveniente de

biomasa en descomposición (pensando en desechos forestales). El proyecto “espere” de la

Comunidad Europea [9], muestra que en términos de potencial de calentamiento global (Global

warming potential) el CH4 emitido por descomposición de biomasa es 25 veces mayor que el CO2

(considerando una base de 100 años).

Para el contexto de la discusión futura, el concepto de biomasa es utilizado para describir: a

los sub-productos de biomasa y fuentes a partir de cultivos (en inglés energy crops) para generación

eléctrica. Sub-productos incluyen desechos de madera (aserrín, chips de madera, pellets, etc),

3residuos de cultivos (hojas de maíz, paja, de trigo, etc.) y desechos de ciudad, animal e industrial

(estiércol, etc.). En el caso de las fuentes de biomasa a partir de cultivos, se consideran cultivos de

corta rotación herbácea o tipo arbusto como “switchgrass” (Panicum virgatum) cuyo cultivo es

exclusivo para generación eléctrica. Estos cultivos se caracterizan por ser de rápido crecimiento y

por no requerir grandes superficies, pudiendo suministrar combustible en forma regular para una

central térmica.

Tabla 1.Comparación de propiedades para diferentes tipos de biomasa con carbón bituminoso.

Análisis Inmediato Análisis Elemental

Tipo de Combustible LHVMJ/kg

FC MV Ceniza C H O N S

MJ/kg kg/kg kg/kg kg/kg % % % % %

Madera – Pino radiata 20,08 18,26 80,94 0,8 50,7 5,7 41,9 0,6 0,01

Corteza – Pino radiata 21,78 33,9 54,7 0,4 56,3 5,6 37,7 0 0

Eucalyptus camendulensis** 19,42 17,82 81,42 0,76 49 5,9 44 0,3 0,01

Eucalyptus globulus** 19,23 17,3 81,6 1,1 48,2 5,9 44,2 0,4 0,01

Eucalyptus grandis** 19,35 16,93 82,55 0,52 48,3 5,9 45,1 0,4 0,01

Paja de Arroz 16,28 0,17 0,69 0,14 41,8 4,6 36,6 0,7 0,08

Coke 31,45 91,47 0,92 7,61 89,1 0,4 0,98 0,9 1

Switchgrass 18,17 47,7 5,6 40,3 0,9 0,21

Carbón Bituminoso 31,8 0,57 0,35 0,08 82,4 5,1 10,3 1,4 0,8

Huano 8,02 0,14 0,5 0,36 49,7 5,7 39,1 4,4 1,1Referencia [13,14], ** Cultivo energéticos

Al analizar las características elementales de la biomasa (Tabla 1), ésta presenta un bajo

contenido de azufre, por lo que las emisiones netas de SO2 disminuirán. Esta ventaja comparativa

frente al carbón cobra relevancia adicional al co-combustionar con carbones de alto contenido de

azufre, ya que la ceniza alcalina producida de la combustión de biomasa es capaz de captar gran

parte de las emisiones de SO2 producidas en la combustión [10].

Otra ventaja comparativa de la biomasa, es su bajo contenido en peso de nitrógeno. En

efecto, en el proceso de combustión, gran parte de éste se convierte en radicales de NH,

principalmente NH3 el cual se reduce a NO y a nitrógeno molecular, el cual es una fuente para la

generación de Fuel-NOX [10], cuya concentración disminuirá en forma proporcional a la cantidad de

carbón reemplazada por biomasa.

4Una de las características más relevantes que presenta la biomasa, es su alto contenido de

materia volátil (Tabla 1), que está compuesta en gran parte por hidrocarburos livianos, CO, CO2, H,

vapor de agua y alquitrán. La producción de éstos dependerá de la temperatura y de la velocidad de

calentamiento en la etapa de pirólisis.

Desventajas de la biomasa respecto al carbón, es que posee un menor poder calorífico

(LHV), variaciones en la composición química y en su propiedades físicas (tamaño de partícula,

humedad, forma irregular, densidad, etc) junto con un mayor precio. Al comparar las partículas de

biomasa con carbón, éstas son mas heterogéneas en composición, forma y tamaño. Estas

características afectarán el proceso de combustión y la fluido-dinámica de la caldera.

1.1. Objetivos

El objetivo principal de este documento, es resumir el estado del arte de la co-combustión de

la biomasa a partir de informes y artículos científicos, de experiencias en plantas a escala laboratorio

e industrial con el fin de analizar las propiedades y fenómenos físico-químicos asociados a la co-

combustión de carbón pulverizado con biomasa.

1.1.1 Objetivo general

• Estudiar los conceptos físico-químicos y de aplicaciones técnicas en la co-combustión de

biomasa con carbón en plantas térmicas.

• Identificar los principales problemas técnicos y/o operacionales producidos en plantas que

utilizan procesos de co-combustión con biomasa.

1.2. Metodología

Se realiza una revisión bibliográfica en revistas científicas y libros relacionados con la

combustión de biomasa, carbón y su co-combustión. En una primera etapa, está orientado a la

búsqueda de los diferentes métodos de co-combustión, así como también, de experiencias realizadas

y aspectos técnicos/operacionales de la co-combustión de biomasa con carbón en plantas térmicas.

En una segunda etapa, la revisión bibliográfica se extiende a artículos relacionados con los

fenómenos físico-químicos de la combustión del carbón y de la biomasa, para posteriormente

estudiar el proceso de combustión conjunto.

5Capítulo 2. Tecnologías de la co-combustión

2.1. Co-combustión directa

La co-combustión directa, se obtiene cuando la biomasa con un combustible fósil (carbón) es

combustionada en un mismo equipo. La biomasa alimentada a la caldera pudiese no interaccionar

con el carbón alimentado a los quemadores. Dado que este método está orientado a la integración de

biomasa a equipos existente, las configuraciones mecánicas de mezclas son:

2.1.1 Pre-mezcla de biomasa-carbón y alimentación directa de la mezcla a la

caldera

i. La mezcla se realiza antes de los molinos de carbón (la biomasa podría estar previamente

pre-tratada – disminución en la humedad contenida).

ii. La mezcla se efectúa después de los molinos y antes de ingresar a los quemadores a carbón.

Bajo esta configuración se reduce la inversión necesaria para realizar la adaptación de la

planta, debido a que los cambios requeridos son mínimos. Sin embargo, es necesario considerar los

parámetros físicos de la biomasa (% de molienda, humedad, etc.), ya que dependiendo de donde se

realice la mezcla con carbón, afectará en el normal funcionamiento de los equipos asociados a la

pulverización y transporte del combustible a los quemadores [1, 12]. Comúnmente, en experiencias

pilotos se reemplaza un 2% en base energía de carbón por biomasa, con el objetivo de evitar

posibles problemas operacionales del equipo, principalmente a la humedad de la biomasa y el

incremento en volumen de los gases de combustión [12].

En la condición en que la mezcla tenga lugar después de los molinos, la biomasa necesitará

ser pre-acondicionada, de forma de asegurar que las partículas de biomasa reaccionen

completamente, debido a que el equipo se diseñó originalmente para quemar partículas de carbón

(comúnmente menores a 70 µm). En este caso, el tamaño de partículas está dado por la capacidad de

transporte y/o los requerimientos de alimentación de sistema. Como la densidad energética (kJ/m3)

de la biomasa es inferior a la del carbón, para este tipo de equipos se recomiendan tamaños de

partícula entre 10-20 mm y con una humedad menor al 20% [15].

6El tamaño de partícula obtenido de la molienda o co-molienda, es una variable que define el

proceso de co-combustión, ya que influye en gran medida en el proceso de conversión de la

partícula de combustible y en la eficiencia de la planta, dado que el consumo energético de los

molinos aumenta a medida que disminuye el tamaño medio de partícula [2,10]. Experiencias pilotos

en plantas, reportan que la demanda energética para la molienda de biomasa varía entre un 0,8 a 2%

de su poder calorífico en molinos de corte, dependiendo del tamaño del tamiz (2 a 6 mm) [10]. En el

caso en que la biomasa posea un alto contenido de humedad, aumentará el consumo energético.

Spliethoff et al., (1998) muestran un aumento del 8%, considerando paja con un 30% de humedad

[10].

a) b)

Figura 1. Esquema quemador dual de bajo NOX de 150 kW.[a - 31, b - 18]

Una alternativa es utilizar un quemador de ductos concéntricos (Figura 1), en donde la

biomasa, es alimentada por el ducto central en forma independiente del carbón. Esta alternativa

requiere el ingreso de aire primario de forma independiente y en consecuencia, la instalación de

ventiladores forzados, válvulas, etc. Además, demanda flujos de alimentación de biomasa más altos

que combustionando en un quemador independiente. La mezcla de ambas líneas de combustible se

produce en el “quarl” del quemador (Figura 1a), producto de la turbulencia en la región por acción

del aire secundario. Cuando se logra una buena mezcla, se obtiene una alta eficiencia de la

combustión y una disminución en las emisiones.

Comúnmente, en plantas térmicas que utilizan carbón pulverizado, se analiza la alternativa

7de utilizar los registros de aire (aire secundario – Ver figura 3) para instalar quemador(es) de

biomasa, presentando la ventaja de que hay una buena mezcla que favorece la eficiencia de la

combustión.

2.1.2 Combustión mediante quemadores de carbón y biomasa independientes.

i. Se utilizan los propios quemadores de carbón y otros conductos disponibles

ii. Se instalan quemadores de biomasa

Cuando se requiere mantener cierta autonomía en el manejo y la alimentación de los flujos

de combustibles, se realiza la alimentación de la biomasa en forma independiente a la del carbón,

por lo que puede utilizarse un nivel de quemadores a carbón para operar con biomasa o la

instalación de un nivel de quemadores exclusivo para la biomasa.

El uso de quemadores para biomasa sólo es considerado cuando no es posible utilizar una

alternativa menos compleja o en el caso que sea un requerimiento combustionar biomasa con

tamaños de partículas grandes (sobre 2 [mm]) y/o con alto contenido de humedad, de manera de

asegurar la completa combustión de ésta y producir un ahorro en un pre-tratamiento de la biomasa.

El principal problema de esta alternativa es el incremento de los gases de combustión y la

disminución del tiempo de residencia de las partículas producto del incremento de la velocidad.

El uso de una linea de alimentación para la mezcla de biomasa con carbón generalmente es

evitada por el riesgo de bloqueo de la línea.

2.1.3 Incorporación de una parrilla para biomasa en la parte inferior de la

caldera.

Esta opción es considerada como una situación intermedia entre co-combustión directa e

indirecta. La gran ventaja es que no requiere realizar un pre-tratamiento a la biomasa para ser

quemada, siendo su gran inconveniente, el costo asociado a la modificación de la caldera para

instalar la parrilla. Además, no es una opción generalmente viable para centrales térmicas existentes

ya que la instalación requiere de un considerable espacio libre en la parte inferior de la caldera y en

zonas aledañas para maniobras de montaje. Además, se deben considerar y preveer los riesgos al

momento de realizar la actualización de una planta existente, ya que éstos pueden alterar el normal

8funcionamiento de los quemadores, así como también la capacidad convectiva/radiativa del equipo,

y en casos extremos, parar la planta. Los resultados hasta la fecha en plantas existentes indican que

éstos son manejables, pero que requieren considerar los tipos de combustibles utilizados, las

condiciones de funcionamiento de la caldera normal y futuro, así como también el diseño de ésta.

2.1.4 Aspectos técnicos en equipos para carbón pulverizado

En el año 2007 la capacidad instalada total de calderas a carbón a nivel mundial bordeaba los

1000 [GW], en donde, aproximadamente el 38% de la capacidad es generada por calderas

acuotubulares para generación eléctrica. Dentro de éstas destacan las que emplean carbón

pulverizado, principalmente por su alta eficiencia. Sin embargo, éstas poseen altos niveles de

emisiones de NOX, SOX y material particulado.

En el proceso de combustión del carbón pulverizado, participa una gran cantidad de variables

que definen la calidad de la combustión, las cuales están asociadas con las características físico-

químicas del carbón utilizado (Materia Volátil, humedad, contenido de ceniza, índice de

ensuciamiento y escoreamiento, etc.) y variables operacionales que dependen principalmente de la

granulometría del carbón pulverizado, flujo de aire primario (transporte), relación aire

primario/secundario, exceso de aire, flujo de carbón, inclinación de los quemadores (que afecta

directamente en la morfología de la llama), temperatura de descarga de los pulverizadores, etc.

La granulometría del carbón como parámetro operacional, varía dependiendo de su índice de

dureza (índice hardgrove). En general, las termoeléctricas consideran que un carbón tiene una

granulometría aceptable, cuando entre un 65% a 80% del carbón pulverizado pasa a través de una

malla 200 (tipo Standard – 200 aberturas/pulgada), considerando 70% como límite permisible y

alcanzando tamaños de partículas menores a 120 μm [16].

Una vez pulverizado el carbón, este es secado y transportado en forma neumática por el aire

primario a los niveles A, B, C y D (Fuel A, B, C y D de la Figura 2). Cada nivel cuenta con 4

quemadores a carbón, en donde cada quemador posee un sistema de inclinación de llama. Este

sistema es utilizado para mantener un control adecuado de la temperatura de vapor recalentado y

sobrecalentado, además de compensar las diferencias de temperatura causadas por el escoreamiento

en las paredes, el que se obtiene al modificar la dirección de la llama a otros niveles del hogar de la

caldera.

9Este tipo de calderas es capaz de producir una potencia de 150 [MW], con una presión y

temperatura de vapor sobrecalentado cercanos a 160 [bar] y 540 [°C], respectivamente. Uno de sus

principales beneficios, es que la mezcla aire/combustible es alimentada a la caldera mediante los

quemadores y en conjunto con la entrada de aire secundario aumenta la probabilidad de obtener

combustión completa, lo cual conlleva una disminución en la formación de hollín y CO.

Figura 2. Esquema de una caldera a carbón pulverizado de 2 pasos.

Un segundo tipo de calderas, son la de ciclo supercrítico. Estas operan a presiones por sobre

300 bar y alcanzan temperatura de vapor sobrecalentado de 650 °C. Experiencias en combustión de

carbón bituminoso, reportan rendimientos cercanos al 95%. El principal problema que limita la

aplicación de la co-combustión en este tipo de plantas, es la alta temperatura en el hogar, que

produce altos niveles de corrosión por trisulfatos-alcalino-hierro, que forman una capa fundida

“fouling” sobre la superficie de los tubos a temperaturas cercanas a los 620-700 °C. Causa gran

preocupación cuando se utilizan carbones del tipo lignito que posee altas concentraciones de Na y

S, para la co-combustión con biomasa, principalmente por los altos niveles de escoriamiento en

estas calderas [17].

10

Figura 3. Ubicaciones recomendadas por Foster and Wheeler para la inyección de biomasa

en un arreglo de quemadores tangenciales bajos en NOX [18].

La empresa Foster&Wheeler realizó un estudio en calderas a carbón pulverizado existentes

[18], éstas cuentan con 4 niveles de quemadores tangenciales y un sistema de registros de aire (Ver

Figura 3). El objetivo es asegurar el suficiente tiempo de residencia y una buena mezcla de la

biomasa con el aire dentro del hogar, en donde los métodos analizados corresponden a los

siguientes:

• Alimentación coaxial de biomasa con carbón. Este tipo de alimentación requiere de la

modificación del quemador a carbón, para la instalación de una cañería coaxial para la

biomasa. Hay dos desventajas principales de este método. En primer lugar, el tubo portador

de la biomasa desplaza el área disponible para el transporte del carbón y que pueden dar

lugar a una unidad de reducción de potencia debido a la reducción del flujo de carbón y en

segundo lugar, el tubo portador de la biomasa se encuentra en la trayectoria del flujo directo

de las partículas de carbón por ello sujeto a los problemas de erosión y mantenimiento.

• Utilización de los quemadores de carbón para biomasa. Método que puede ser ventajoso si

la unidad tiene una capacidad de molienda suficiente, evitando así una posible reducción de

potencia.

• Alimentación de biomasa en un nivel independiente. Este método producirá una

modificación en la presión del hogar, producto de la alimentación de biomasa y de aire

secundario. Por lo tanto, para calderas acuotubulares, se recomienda la modificación de las

11boquillas de aire secundario (auxiliar) en los registros de aire. En la literatura se han

analizado dos configuraciones clásicas de ubicación de la biomasa. La primera es la

ubicación por sobre el nivel medio de quemadores [2]. De esta forma, la combustión de

biomasa interferirá lo menos posible en la fluido-dinámica en el hogar de la caldera, pero el

tiempo de residencia se verá disminuido afectando la conversión del carbón. La segunda

alternativa es ubicar los quemadores a biomasa por debajo del nivel medio de quemadores a

carbón [2]. Sin embargo, ubicar el quemador a biomasa por debajo del primer nivel de

quemadores es comúnmente evitado debido que se produce una re-circulación de los

productos de la combustión en zonas cercanas a la región inferior de la tolva, lo que afecta al

rendimiento en la combustión de los quemadores de los niveles superiores. Debido al alto

contenido de volátiles en la biomasa, este tipo de configuración aumenta la temperatura en la

región favoreciendo la formación de NOX térmico.

• Alimentación de biomasa por un registro de aire existente. Este método requerirá la

modificación de los registros de aire, en donde, la ubicación ideal se encuentra en los

registros de aire auxiliares por sobre el nivel de quemadores medio. La boquilla de descarga

de biomasa debe encontrarse al centro del registro de aire seleccionado y tener un diámetro

adecuado para satisfacer diferentes flujos de biomasa y de aire para realizar la combustión de

la biomasa, además de asegurar una velocidad media de salida del aire (24 a 36 m/s) y de

transporte de biomasa (24 – 28 m/s) (Ver Figura 3).

2.2. Co-combustión indirecta

Co-combustión Indirecta se basa en la conversión térmica de la biomasa o residuos de

biomasa en combustibles del tipo gaseoso o líquido, para su posterior co-combustión con el

combustible principal. El proceso de gasificación es la conversión de material carbonáceo en un gas

de síntesis. Se basa en la combustión incompleta producto de alimentar con aire sub-estequiométrico

para producir la oxidación parcial del combustible. Una segunda alternativa es alimentar al reactor

con un flujo de calor necesario para mantener una temperatura favorable para las reacciones de

gasificación y producir la liberación de los compuestos volátiles. El producto o gas de síntesis,

principalmente está compuesto por CO, CO2, H2, CxHy, H2O e impurezas. En el proceso de

gasificación-oxidación a alta temperatura (>1200 °C) se produce gas de síntesis con pequeñas

12concentraciones de hidrocarburos y altas concentraciones de CO y H2. Otros productos de la

gasificación son alquitranes, aceites, char, cenizas y condensados. La combustión del gas de síntesis

produce los mismos componentes que la combustión directa del combustible sólido, pero con

niveles de polución menores y niveles de eficiencia de conversión mayores.

Actualmente, los gasificadores se clasifican en: lecho fijo (de corriente ascendente o

descendente), fluidizado o lecho burbujeante, lecho fluidizado circulante y de flujo de arrastre

(Figuras 4, 5 y 6). Estas pueden operar a condiciones de presión atmosférica o superiores. Como

medio de gasificación se emplea aire, oxígeno, vapor de agua o una combinación de éstos. En el

caso de utilizar la gasificación por soplado de aire también se encuentra nitrógeno presente en el gas

de síntesis. Normalmente, la gasificación mediante aire soplado es utilizada cuando el objetivo es

producir un gas combustible para aplicaciones de producción de energía a presión atmosférica o

para aplicaciones de ciclo combinado.

Si la gasificación es realizada en forma directa, el flujo de calor requerido para la pirólisis es

alimentado al reactor por la combustión parcial del combustible. Si la gasificación es realizada en

forma indirecta, el flujo de calor es suministrado por un equipo anexo, el cual comúnmente realiza la

combustión del char (carbón fijo). Ejemplo de gasificadores del tipo indirecto, son de lecho

fluidizado con circulación interna rápida (FICFB), actualmente operando en Güssing – Austria, el

cual produce alrededor de 2 [MWe] [19].

2.2.1 Gasificadores de lecho fijo

En la figura 4, se presentan dos tipos básicos de gasificadores de lecho fijo. En ambos

reactores el flujo de combustible cae por gravedad, diferenciándose ambos por el sentido del flujo de

aire/vapor que produce la pirólisis del combustible. Una característica dinámica de estos reactores,

es que poseen altos tiempos de residencia y por ende bajas velocidades, por lo que son utilizados en

aplicaciones de generación de energía a pequeña escala (<10MW). Los gasificadores de lecho fijo

tradicionales son adecuados sólo para tamaños de biomasa menores a 30 mm [27], ya que su

densidad del lecho deberá ser lo suficiente alta para garantizar un flujo de gas de síntesis estable. El

gasificador más conocido de lecho fijo operando con una amplia gama de biocombustibles es el

generador de gas Bioneer, que ha operado desde mediados de los 80's en Finlandia y Suecia.

13

Figura 4.Esquema de gasificadores típicos de lecho fijo.

En el gasificador de corriente ascendente, el combustible fluye en forma lenta y descendente

a través de zonas de secado, pirólisis, gasificación y de combustión. La ceniza producida posee bajas

cantidades de carbón sin quemar y es removida en la base del gasificador, donde la mezcla

aire/vapor es introducida, la que tiene como objetivo realizar el control de temperatura de

combustión dentro del gasificador. Como producto de los procesos de secado y pirólisis, se obtiene

un gas sin reacciones de descomposición secundaria, el cual se compone en gran abundancia de

aceites y alquitranes a temperaturas relativamente bajas (biomasa 80-300 °C ; carbón 300-600 °C).

Por otra parte, el contenido de polvo en el gas producto es relativamente bajo debido a que el gas

asciende a velocidades bajas, menores que la velocidad de sedimentación, y al efecto filtro

producido por el combustible contenido en las zonas de secado y pirólisis (Ver figura 5) [28].

Figura 5. Diagrama del proceso gasificación, observar que la pirólisis se produce por encima y antes

de la gasificación y de que la biomasa sea expuesta al oxígeno.[29]

14Como resultado de mediciones realizadas en un reactor BIONEER, usando chips de madera

con 41% humedad para gasificación, se obtiene una composición promedio de gases del 30% CO,

11% H2, 3% CH4, 7% CO2, y 49% N2, con un poder calorífico de 6.2 [MJ/Nm3] y con un contenido

de alquitrán que varía entre 50 a 100 [g/Nm3] en base seca del gas [28], la presencia de N2 se debe a

que el reactor opera con aire.

2.2.2 Gasificadores de lecho fluidizado

Los gasificadores de lecho fluidizado se dividen en lecho fluidizado circulante (CFB) y

burbujeante (BFB), en donde, los gasificadores de lecho burbujeante son comúnmente utilizados en

aplicaciones de generación entre 15-80 [MW], mientras que los reactores CFB se utiliza en

aplicaciones entre 40-100 [MW] [24]. Ambos tipos de gasificadores son flexibles a la hora de operar

con combustibles de diferentes orígenes [30].

Los reactores de lecho fluidizado contienen un lecho compuesto por pequeñas partículas de

material inorgánico (usualmente arena o esferas cerámicas de pequeño diámetro o grava). En donde,

las partículas se mantienen en suspensión por la alimentación a alta velocidad del oxidante caliente

desde la base del reactor. La velocidad de entrada del oxidante debe ser lo suficientemente alta para

producir una fuerza de arrastre igual o superior al peso de la partícula. Una vez que se realiza la

fluidización del lecho, y éste se encuentra lo suficientemente caliente se procede a la alimentación

de biomasa dentro del lecho o en la superficies de éste (BFB), para en una etapa siguiente, producir

la combustión o la gasificación dependiendo de la cantidad de oxígeno disponible.

Una característica operacional de los reactores BFB es que operan a bajas velocidades de

aire, oxígeno o flujo de vapor, con lo cual se obtiene un menor arrastre de partículas a la salida del

reactor. El material que forma el lecho se concentra en la región inferior de baja densidad, debido a

que la sección de capas libres por sobre el lecho posee un mayor tamaño y menores velocidades de

gas. La velocidad en la sección libre (zona por sobre el lecho) es insuficiente para mantener las

partículas en suspensión o para producir el arrastre de éstas, las cuales volverán al lecho formado

por biomasa y partículas de arena. Al comparar el reactor BFB con el CFB, éste posee una menor

capacidad y distribución de la temperatura del reactor siendo potencialmente menos uniforme [19].

15

Figura 6. Reactor de lecho fluidizado del tipo circulante (CFB) [24].

A diferencia del reactor de lecho burbujeante, el reactor de lecho circulante opera a altas

velocidades de gases pero a tasas de conversión más altas y eficientes. Una diferencia en el diseño

radica en que la sección libre posee un diámetro constante por lo que una fracción del material del

lecho fluye junto con el gas de síntesis, el que posteriormente es recuperado en el ciclón para su re-

alimentación al reactor en la parte inferior del lecho (Ver Figura 6). Las paredes del reactor se

encuentran recubiertas por refractario, de forma que el calor generado se mantenga en la zona de

pirólisis, alcanzando temperaturas en un rango entre los 800 – 1000 [°C], dependiendo de las

características del combustible. Es recomendable que las partículas de biomasa sean lo

suficientemente pequeñas para reaccionar completamente antes de llegar al ciclón, aunque en la

práctica estas son lo suficientemente grandes para ser re-circuladas, hasta que logre un tamaño lo

suficiente pequeño y ligero, para su gasificación o parcial combustión.

2.2.3 Gasificador por flujo de arrastre

La gasificación por flujo de arrastre es comúnmente usada para la gasificación a gran escala

de carbón, como ocurre en plantas de ciclo combinado y proceso de síntesis química. Debido a la

gran demanda de combustible en una planta térmica para generación eléctrica, la modificación de la

caldera para co-combustionar gas de síntesis de alto poder calorífico con carbón, conlleva a realizar

la gasificación con oxígeno presurizado. El uso de oxígeno permite mantener una temperatura de

gasificación por sobre 1200 °C, aumentando la reactividad del carbón y produciendo un gas de

síntesis de alto poder calorífico. Sin embargo debido a la alta temperatura, es probable que se

produzca un cambio de fase de la ceniza (sólido-líquido), problema conocido como “slagging”.

16

Figura 7. Reactor por flujo de arrastre [24].

Este tipo de gasificadores opera a altas velocidades de gases y altas presiones (50 bar), por lo

que poseen elevados rendimientos. Consecuentemente, posee tiempos de residencia cortos (par de

segundos) lo que requiere que la biomasa ingresada sea de un tamaño de partícula sumamente

pequeño (1 mm) [20]. En el caso de este tipo de gasificadores también es común que el combustible

sea alimentado en forma de pulpa para reducir los costos de alimentación de combustible sólido a

alta presión, pero no es aplicable para biomasa debido a la baja densidad energética de la biomasa y

el alto contenido de humedad [20].

2.3. Experiencias en co-combustión

En el año 2008, el continente europeo poseía una capacidad instalada total de generación

eléctrica de 850 [GW], donde el 20% corresponde a generación por combustibles sólidos

(principalmente carbón) y un 18% por energías renovables [21]. Las característica fundamental en el

diseño de las calderas a carbón, es que permitan combustionar una amplia gama de combustibles

diferentes [24], lo que favorece la fácil adaptación de las calderas para la co-combustión con

combustibles renovables (biomasa). Pallarés et al [2] indica que en plantas a carbón se ha sustituido

entre un 5% y un 15% de su energía base por energía de origen renovable, debido a una mayor

disponibilidad en el mercado de combustibles renovables (biomasa) y residuos con un alto contenido

energético (Desechos de ciudad, residuos derivados de combustibles (RDF), etcétera), con costos

prácticamente cero (como por ejemplo para plantas celulosas), fomentando el uso de la co-

combustión.

17A partir del año 1990, se han reportado en la literatura diferentes experiencias a nivel

mundial en co-combustión de residuos agrícolas y forestales. Una de las primeras experiencias en

co-combustión de chips de madera con carbón, realizando la pre-mezcla previo a la entrada del

quemador y variando la razón biomasa/carbón en un rango de 10 a 22% en base seca de chip de

madera, reporta que la influencia de la biomasa en los productos de combustión es despreciable [3].

Debido a problemas en la capacidad de la caldera y en los sistemas de alimentación a la parrilla, no

fue posible alcanzar una mezcla de 30% de biomasa. Una de las conclusiones relevantes de estas

primeras experiencias, fue que reduciendo el porcentaje de humedad, se disminuyen los niveles de

material partículado y los problemas en la capacidad de la caldera para manejar el incremento en el

flujo de productos de combustión.

En un catastro realizado a nivel mundial en el 2007 [22, 23], se muestra que sobre 80 plantas

a carbón han tenido experiencia con co-combustión de biomasa o desechos de ciudad. Los tamaños

típicos de estas plantas varían en un rango de potencia entre 50 [MWe] y 700 [MWe]. La mayoría de

estas plantas se encuentran equipadas con calderas a carbón pulverizado.

En los países nórdicos de Europa, en especial Finlandia y Suecia, la combustión de biomasa,

se realiza principalmente en equipos de lecho fluidizado y calderas con parrillas[24]. Se han

realizado pruebas piloto con mezclas de combustibles como lignito, carbón sub-bituminoso, carbón

bituminoso y coque de petróleo con biomasa de tipo herbácea y desechos de madera, obteniendo un

incremento en la capacidad de generación, asociado al mayor poder calorífico del carbón.

Por otro lado, experiencias realizadas en co-combustión en plantas a carbón pulverizado, han

sido exitosas y prometedoras. En general, no se presentan problemas operacionales relevantes al

operar con un 15% de la energía base con biomasa[2]. A continuación se presentan las principales

conclusiones obtenidas en experiencias pilotos [8,10,12,18,26] :

i. La co-combustión de biomasa con carbón es una buena opción para una reducción de CO2

con un bajo costo de inversión para las unidades que operan a carbón.

ii. Se ha determinado, que generalmente las concentraciones de NOX y SOX, en los gases de

combustión disminuyen al usar biomasa como co-combustible, aunque el nivel de

disminución puede depender de los tipos de combustibles así como las condiciones de

funcionamiento de los equipos asociados.

18iii. Durante la combustión, el N2 del combustible se desvolatilizará con la materia volátil o

quedará como remanente en el char. La rápida desvolatilización del N2 del combustible

favorece un mayor tiempo de residencia en zonas ricas en combustible, reduciendo la zona

rica en combustible de la llama. Los combustibles con alto contenido de volátiles tienen una

mejor oportunidad para realizar la combustión por etapas y obtener una disminución en la

formación de NOX.

iv. La variable crítica es el tamaño de partículas ya que influye directamente en la eficiencia de

planta y en el proceso de conversión del combustible.

v. El costo de inversión dependerá principalmente de la posibilidad de que el co-combustible

pueda ser alimentado usando el sistema de alimentación existente o requerirá la instalación

de un nuevo sistema de alimentación. Si bien la primera alternativa requiere un nivel de

inversión bastante menor, se limita la cantidad máxima de biomasa que puede ser co-

combustionada y esto depende principalmente del tipo de caldera y los equipos en esta (tipo

de quemador, ciclo encendido, etc).

vi. La capacidad de la caldera disminuye levemente. Sin embargo, la capacidad y eficiencia de

la planta no varía significativamente, debido a que la biomasa forestal posee un poder

calorífico menor respecto al carbón, pero también variará dependiendo del método de co-

combustión utilizado.

vii. La corrosión, escoriamiento y el ensuciamiento de calderas, se ve incrementado el uso de

biomasa con alto contenido de metales alcalinos.

viii. La viabilidad económica de la co-combustión de biomasa dependerá sobre todo del costo

relativo de carbón y la disponibilidad de la biomasa. En estos casos, los incentivos para la

mitigación de emisiones de CO2 pueden desempeñar un papel crucial para la viabilidad

económica de la co-combustión con biomasa.

2.3.1 Principales problemas técnicos/operacionales en co-combustión

La co-combustión representa una alternativa de corto plazo, de bajo costo (en comparación

con otras opciones renovables) y con alto beneficio social/ecológico para países desarrollados y en

vías de desarrollo. Esta tecnología ha sido demostrada a escala comercial, para diferentes tipos de

19calderas operando con diferentes tipo de carbón comerciales (lignito, sub-bituminoso, carbón

bituminoso, y en ciertas oportunidades, combustibles como el coque de petróleo) y que al co-

combustionar con diferentes tipos de biomasa (herbáceos y leñosos generados como residuos y

cultivos energéticos), presenta varios problemas técnicos operacionales:

• Preparación, almacenamiento y entrega del combustible.

• Deposición de ceniza (aumento en la necesidad de soplado del hollín con vapor, aumento en

la frecuencia de limpieza de las superficies de transferencia de calor)

• Formación de contaminantes.

• Incremento de las tasas de corrosión en los componentes de alta temperatura.

• Utilización de la ceniza

• Incremento diario en el frecuencia de mantención de material del lecho (en combustión en

lecho fluidizado)

• Aumento en el consumo de potencia en la planta.

En muchos casos, los problemas técnico-operacionales mencionados no se aplican a todas las

plantas de co-combustión y por lo tanto no se puede generalizar como un problema técnico común,

ya que depende de los equipos asociados al proceso, el tipo de calderas y de carbón y/o biomasa

utilizada en una planta que operará con co-combustión[24]. A continuación se analiza el espectro de

problemas técnicos-operacionales, con sus posibles soluciones, con el objetivo de cubrir todo tipo de

limitaciones técnicas de la co-combustión de biomasa con carbón.

A. Pre-procesamiento y preparación de la biomasa

La biomasa, previo a su co-combustión, es pre-acondicionada a través de etapas de limpieza,

secado y molienda, para finalmente ingresar a los quemadores. Los problemas técnicos relacionados

con la preparación de la biomasa, parten con el nivel de impurezas o suciedad de la biomasa, ya que

la existencia de piedras podría dañar los rodillos de los molinos y afectar en el tamaño final de las

partículas. El secado previo de la madera, facilita el transporte, la molienda, disminuye el consumo

de potencia de los equipos asociados, favorece la combustión de la biomasa y por ende la eficiencia

de la caldera. Desde el punto de vista del proceso, se presenta la necesidad de mantener la

alimentación continua de biomasa, siendo necesario canchas de acopio para la biomasa y de un

20sistema de transporte (correas transportadoras). En la tabla 2, se presentan soluciones propuestas a

problemas técnicos asociados al pre-tratamiento de la biomasa.

Experiencias pilotos en co-molienda de carbón con residuos de madera en molinos tipo

rodillos, han mostrado efectos negativos en cuanto al tamaño de partícula de carbón. Estas

experiencias reportan la formación de humo y ocasionalmente llamas en los molinos, debido a la

combustión de partículas de gran tamaño con bajo porcentaje de humedad que al entrar en contacto

con el aire primario a 70 °C aprox., se queman. Operacionalmente, la formación de humo se

presenta con el ingreso de biomasa de gran tamaño y fibrosa (palos y chips de madera) a los

molinos, cambiando considerablemente la condición de diseño de estos [25].

Tabla 2. Problemas técnicos-operacionales principales en el pre-procesamiento y procesamiento de

la biomasa.

Problemas técnico-operacional Soluciones posibles

Control de calidad de la biomasa

• Determinación y inspección de la calidad de los biocombustibles recibidos

• Usar biomasa estandarizada y certificada (ej: pellets)• Realizar inspección visual y muestreos regulares, para su

posterior análisis en laboratorio.• Instalación de harneros para el control de la distribución

de tamaño que ingresa a los molinos.

Sistema de Transporte

• Problemas en traspasos, adhesión, bloques y deslizamiento de la biomasa.

• Mezclar biomasa seca con la biomasa reciente.• Usar harneros para excluir tamaños de partícula que

puedan causar bloqueos.• Usar sistemas de correas transportadoras verticales.• Recubrir las correas transportadoras con material anti-

adhesivo.• Evitar largas distancias y desviaciones en el sistema de

transporte.

Sistema de Alimentación

• Capacidad insuficiente o bloqueo de los alimentadores

• Utilizar más de un punto de alimentación• Buscar un punto de ubicación óptima para instalar los

alimentadores.• Ajustar el flujo a los alimentadores•

Tabla 3. Resumen de Experiencias en co-combustión.

País Planta Ubicación Resultados / Conclusiones obtenidos de la co-combustion

Directa PF Wall fired 165

Allen (T.H) Memphis Tenesse Directa PF Ciclon 272

Directa PF Ciclon 469

Burlington - VT Indirecta Parrilla Parrilla 50

Europa

Linkping - Sweden Directa Parrilla Parrilla - movil 240

Schwandorf Alemania Directa Parrilla 280

Lathi - Finlandia Indirecta PF 83

Oceania Vales Point Directa PF Tangencial 2 x 660

Asia

Ocean sky Co Indonesia Directa BFB 155 No Reporta

Indonesia Directa BFB 218 No Reporta

Directa CFB 20 No Reporta

PC= Carbón Pulverizado CFB= Lecho Fluidizado Circulante PF = Combustible pulverizado

Tipoco-comb.

TipoCaldera

Config. Quemador

Potencia (Mwe)

Comb.Prim / Sec

Estados Unidos

Jefferies Generating Station

Moncks Corner, South Carolina

Carbon pulv. / chips Madera

Los porcentajes óptimos de biomasa por peso para co-combustion se encuentra entre el 10%-20%. Bajo estas condiciones existe una reducción del rendimiento del 0,5%.

Carbón pulv. / Aserrín

Durante los ensayos, la caldera se mantuvo estable. Porcentaje de biomasa en un rango de 2,5%-10% de masa por BTU con un contenido de Humedad alto (45%). Disminución de la eficiencia de la cadera entre 0,1% a 0,6% (base 85%), asociado a la humedad del aserrín. SO2 disminuye en forma proporcional a la cantidad biomasa alimentada. Se concluye que es posible quemar de chips de 1/2" a 3/4", presentando problemas chips de 1" debido a que estos terminan de quemarse en la parte superior de la caldera.

Michigan City Generation station

#12

Lake Michigan - Indiana

Carbón pulv. / desechos de

madera

Mezcla de 10% biomasa - 90% carbón. Disminución de la eficiencia de la caldera en 0,65%. No hay una disminución en la temperaturas de llama, salida del economizador y del precalentador de aire, pero si en la temperatura de salida de los productos de combustión. Reducción de NOx aproximadamente del 10%. El costo de pre-tratamiento de la madera es mayor que el costo de quemar carbón.

McNeil Generating Station

Carbón / Chips de madera

Utiliza el proceso de Batelle de gasificación a baja presión, el cual utiliza un reactor para realizar la gasificación de la biomasa a un poder calorifico medio de 17-18 MJ/m3 y un segundo reactor para la combustión del char residual para proveer una fuente de calor al primer reactor. La inversión del gasificador es de U$12 millones.

Tekniska VerkenLtd 1

Carbón / desechos de

caucho

Mezcla de 30% de desecho de caucho (Max. 40%)- 70% carbón. Tamaño de particula de 25 mm para ambos, aunque el desecho de caucho La combinación desecho de caucho/carbón fue seleccionada por ser uno de los precio de biomasa disponible mas economicos.

Lignito / madera - pellets de paja

Aumento en el escoreamiento de la parrilla y en el evaporador, no alcanza condiciones criticas. No presenta corrosión. Los pellets de biomasa seca absorben agua del carbón humedo y expanden su volumen, produciendo tiempo de quemado mayores. Disminución de la eficiencia entre 0,3-0,5%, al usar un 10% pellets de biomasa - 90% carbón.

Kymijarvi Power Plant

carbón / madera - desechos de

madera.

Uso de biomasa o biocombustibles para reemplazar el 15% del carbón. El contenido máxima de humedad no super el 60%. Disminución en las emisiones de Nox de 10 mg/MJ, Sox entre 20-25 mg/MJ y material particulado cercano al 15 mg/MJ. Se reporta un aumento en la concentración de HCl de 15 mg/Nm3. La planta operando con el sistema de gasificación tiene una disponibilidad del 87%.

Lake Macquarie, Newcstle, New South

Wales

Carbón pulv. / desechos de

madera

Co-combustion 10,000 ton de biomasa con carbón y produce 11000 GWh de energia renovable (Considerando todas las plantas), en lo cual se obtiene una reducción de gases invernaderos de 20,000 tons/año aprox.

Carbón / corteza de madera

PT inhad Kiat Pulp& paper

carbón / chips de madera o biodiesel

Chian Mai Power Plant

Chiang Mai - Tailandia

lignito / Desechos de

madera

22B. Sistema de combustión

Algunos problemas técnicos-operacionales (Tabla 4) dependen de la tecnología instalada en

planta (ej: precipitadores electrostáticos, sistema de combustión, etc.) y de las propiedades físico-

químicas de la biomasa utilizada. La adaptación de una central para co-combustionar mezclas de

biomasa con carbón, conlleva a una modificación en el diseño de la caldera y en los sistemas de

control de ésta. Se ven afectadas variables operacionales como por ejemplo el flujo de aire primario

y secundario, tanto en el caso en que la biomasa sea mezclada con carbón previo a la entrada de los

molinos, como si la biomasa es quemada en forma independiente, requiriendo un cambio en las

curvas de operación de aire y de alimentación de combustible. En casos donde se usa biomasa con

alto contenido de humedad para co-combustión directa (ej: chips de maderas de residuos forestales,

biomasa proveniente de cultivos, etc.), el flujo volumétrico de gases aumenta, produciendo que la

capacidad de extracción de gases de combustión posiblemente no sea suficiente, debido al diseño

original del equipo. Para evitar los problemas asociados a la humedad del combustible, se

recomienda reemplazar, como máximo, el 10% de carbón por biomasa con un porcentaje de

humedad mayor al 40% [24].

Los problemas de escoriamiento, ensuciamiento y corrosión en una caldera son los de mayor

preocupación en la co-combustión, siendo la corrosión por cloro en las superficies de la caldera la

de mayor relevancia, especialmente cuando se utilizan altos porcentaje de biomasa como paja o

madera. Sin embargo, este efecto se reduce realizando una buena mezcla entre carbón y biomasa en

el proceso de combustión, en donde los cloruros alcalinos serán convertidos en silicatos

(dependiendo de la razón Cl/S) y en sulfatos. El incremento en las incrustaciones en las paredes de

la caldera y en la cantidad de escoria puede presentarse en la co-combustión de madera o paja con

carbón, debido a la formación de, por ejemplo sulfato de potasio[24]. En pruebas pilotos realizadas

en Suecia, en plantas térmicas a carbón utilizando biomasa del tipo herbácea por sobre un 20% de la

energía base, se presentaron severos índices de deposición y corrosión en las paredes de la

caldera[2].

Es posible disminuir la erosión en el quemador producida como consecuencia de utilizar

grandes cantidades de biomasa (en especial madera y paja), mediante el uso de materiales especiales

para proteger el revestimiento de las superficies de la caldera. Además, los ajustes de los patrones de

23circulación y las velocidades en la caldera, así como los cambios en los requisitos de mantenimiento,

pueden disminuir los problemas de erosión y depósitos en el quemador. En el caso de calderas de

lecho fluidizado, que co-combustionan madera y paja, se debe considerar los potenciales problemas

ya mencionados, además de la sinterización en la caldera debido a zonas calientes en el espacio libre

(freeboard) o en el lecho cuando la paja es co-combustionada.

En calderas de lecho fluidizado supercríticas, se presenta la necesidad de mejorar la

eficiencia del equipo, con el fin de aumentar el flujo y temperatura del vapor producido. Sin

embargo, el bajo punto de fusión de la biomasa y/o de elementos corrosivos, presentan un dificultad

para lograr el incremento de temperatura. En la operación normal de este tipo de calderas, la

temperatura del vapor y presión son considerablemente altas, al co-combustionar con biomasa se

presenta un incremento en la corrosión por cloro, en las incrustaciones en las zonas de intercambio

de calor (principalmente sobrecalentador) debido al alto contenido en materiales alcalinos en la

biomasa.

Tabla 4. Principales problemas técnicos-operacionales asociados al sistema de combustión.

Problema técnico/operacional Soluciones posibles

Diseño original de la caldera

- Incremento en el volumen de gases y en la cantidad de agua en los productos de la combustión.

• El incremento es manejable si sólo es reemplazado entre 5% y 10% del carbón por biomasa.

Caldera y quemadores

- Problemas de sinterización debido a zonas calientes.- Potencial problema de escoriamiento y ensuciamiento en la caldera (paredes)- Potencial problema de erosión en el quemador.

• Modificar el número de pasos de los productos de combustión, de forma de incrementar el tiempo de residencia.

• Aumentar la frecuencia en el uso de sopladores para desprender la escoria de las superficies de la caldera.

• Acortar plazos para el mantenimiento de la caldera.

Corrosión por alta temperatura inducida por la presencia de cloro sobre las superficies tubulares.- Corrosión e incrustaciones en precalentadores de aire, sobrecalentador, economizador y zonas de transferencia de calor.- Disminución en la producción de vapor sobrecalentado debido a baja temperatura en el lecho en CFB.

• Evaluar la instalación de un pre-calentador de aire adicional.

• Uso de sopladores sónicos, para la remoción de escorias.

24C. Sistema de limpieza - productos de la combustión.

En la co-combustión de biomasa húmeda en las plantas de energía, se presenta un

incremento en el volumen de gases de combustión, que deberá ser absorbido por el sistema de

evacuación de gases. Por otra parte, el alto contenido de alcalinos en la biomasa, puede causar el

deterioro en catalizadores en base a vanadio y la desactivación catalítica en equipos para la

reducción de emisión de NOX (ej: reducción catalítica selectiva de NOX, SCR). Sin una buena

ubicación para la combustión de la biomasa y una correcta distribución de zonas de aire y

combustible, favorecerá la formación de emisiones de NOX y SOX, con lo cual podrían sobrepasarse

los límites permitidos para termoeléctricas, por lo que modificaciones técnicas pueden ser necesarias

(número de pasos dentro de la caldera, etc.).

Problemas técnicos en la desulfurización de los productos de combustión, es común en

calderas de lecho fluidizado. Una forma de disminuir el efecto es adicionar cal al lecho, pero dada la

variación en la composición de la ceniza de la biomasa, no se puede parametrizar el flujo

recomendable de cal a adherir. Otra alternativa, es el uso de biomasa de composición lo más

homogénea posible y/o la instalación de un sistema adicional de desulfurización. Problemas

adicionales, se presentan en la siguiente tabla:

Tabla 5. Principales problemas técnicos-operacionales asociados a los productos de la combustión.

Problema técnico/operacional Soluciones posibles

Extracción gases de combustión

- Aumento en el volumen y temperatura de gases de combustión.

• Secar la biomasa previo a su combustión.

Catálisis.

- Acelerado de envejecimiento y desactivacion del catalizador del SCR

• Modificar el número de pasos de los productos de combustión, de forma de incrementar el tiempo de residencia.

• Aumentar la frecuencia en el uso de sopladores para desprender la escoria de las superficies de la caldera.

• Acortar plazos para el mantenimiento de la caldera.

25Capítulo 3. Ciencia de la co-combustión

3.1. Características generales de los combustibles

3.1.1 Carbón

El carbón es un polímero complejo que consiste principalmente de carbono, hidrógeno,

oxígeno, nitrógeno y azufre (ver Tabla 1). Está formado por capas de plantas con altos contenidos de

celulosa (CH2O) y alto peso molecular (500 kg/mol) que fueron apilándose y descomponiéndose

parcialmente, previniendo el acceso de aire. Durante el lapso de millones de años (200-300

millones), estas capas fueron envejeciendo por efecto del calor y la presión (por acción del

sedimento que cubre la capa); transformándose en carbón por la conversión de carbohidratos

CX(H2O) y en hidrocarburos CXHY. Los cambios fueron progresivos desde la madera, por acción de

microorganismos anaeróbicos, pasando a formar depósitos de turba (peat). Luego por acción del

tiempo, temperatura y presión se forman capas de lignito o carbón sub-bituminoso, hulla o carbón

bituminoso, antracita o grafito, dependiendo del grado de envejecimiento. La ceniza presente en su

composición está compuesta por la vegetación inicial y por los depósitos de arena y tierra que

penetraron en las capas vegetales.

Vegetación → turba → Lignito → Antracita (carbón de mayor rango).

La temperatura, juega un rol fundamental en el proceso de descomposición química,

disminuyendo las concentraciones de hidrógeno y oxígeno. A medida que el proceso de formación

avanza, las razones de C/O y C/H se incrementan, así como también su poder calorífico (Figura 8).

Figura 8. Proceso esquemático de una partícula de carbón en el proceso de pirólisis [104].

26Las propiedades químicas del carbón dependeran de las proporciones relativas de los

componentes químicos presentes en los restos de la planta original. Los diferentes tipos de carbones

son clasificados según su rango. Este indica la proporción relativa entre su materia volátil (MV) y el

carbono fijo (FC) presente en éste. Al calentar el carbón en una atmósfera inerte, se producen gases

combustibles (MV) que se formaron por la descomposición térmica de la materia vegetal, siendo

este proceso conocido como pirólisis. Una vez que toda la materia volátil es liberada, queda en

forma sólida el esqueleto del carbón, siendo en éste predominantemente el carbón fijo. El rango del

carbón aumenta con la disminución de la materia volátil. Típicamente, un carbón de rango medio se

compone de 40% de MV y 60% FC, mientras que un carbón de alto rango tiene cerca de 10% de

MV. Cuanto mayor sea el carbón, más alto es el rango, siendo el de mayor rango el grafito.

3.1.2 Biomasa

Como ya fue mencionado, el concepto de biomasa incluye los sub-productos de biomasa

forestal y cultivos (en inglés energy crops) para generación eléctrica. Sin embargo, existen 2

sistemas de clasificación basado en el origen de la biomasa y en base a sus propiedades [12]. Los

combustibles biomásicos pueden ser generalmente divididos en 4 clases primarias:

1. Residuos primarios: por productos de cultivos agrícolas y forestal (madera, paja, cereales,

maizena, etc.)

2. Residuos secundarios: por residuos de productos de biomasa procesada para la producción

de productos alimenticios o materiales de biomasa (aserraderos y papeleras, industrias de

alimentos y bebidas, etc.).

3. Residuos terciarios: subproductos de la biomasa utilizada de productos derivados (residuos y

madera de demolición, etc.)

4. Cultivos energéticos.

La clasificación basada en sus propiedades, se resume en :

1. Madera y combustible de madera (dura y blanda, madera de demolición).

2. Combustibles herbáceos (paja, hierba, tallos, etc.)

3. Residuos (lodos de plantas de tratamiento, combustible derivado de desechos (RDF), etc.)

4. Derivados (residuos de las industrias de papel y de alimentos, etc).

275. Acuáticos (algas, etc.)

6. Cultivos energéticos (específicamente cultivadas para fines energéticos).

Otra clasificación es el estándar europeo de los biocombustibles sólidos (CEN TC 335) [32].

Esta clasificación se basa en el origen y la fuente de biocombustibles, en donde, los principales

grupos son:

1. Biomasa de origen forestal (astillas, pellets, madera de registro, aserrín, etc.)

2. Biomasa herbácea

3. Biomasa de origen frutícola

4. Pre-mezclas de biomasa.

CEN / TC 335 se subdivide en 5 subgrupos; GT1 (terminología, definiciones y descripción),

GT2 (especificaciones de los combustibles y las clases), GT3 (toma de muestras y la reducción de la

muestra), el GT4 (pruebas físicas y mecánicas), y el GT5 (métodos químicos de prueba) .

Al comparar la biomasa con el carbón, ésta presenta un comportamiento, mecanismo y

secuencia en su combustión, muy similar a la combustión de un carbón de bajo rango. Sin embargo,

existen algunas diferencias significativas, las que se resumen en :

• Diferencias en las densidades. La densidad del carbón se encuentra en un rango de 1100

kg/m3 para carbones de bajo rango a 2330 kg/m3 para carbones de alto rango como grafito.

En cambio, la densidad de la biomasa varia entre 100 kg/m3 para paja a 500 kg/m3 para

madera forestal.

• Materia Volátil. La biomasa contiene entre 70-80% de Materia volátil, a diferencia del

carbón que posee entre 10-50% de MV. Por lo cual, la biomasa posee velocidades de

reacción más altas.

• Poder Calorífico. La biomasa posee un poder calorífico inferior al del carbón, el cual

dependerá principalmente de la cantidad de humedad y ceniza.

• Contenido de humedad. La biomasa posee un % mayor de humedad. La madera recién

cortada posee una humedad de alrededor del 45%, y al ser secada al aire ambiente, reduce su

humedad hasta alcanzar entre 12 y 20%.

28• Forma y tamaño. En el caso de la biomasa varía en su forma y el tamaño de partículas

obtenido de la molienda (mayor a la del carbón). Ambas variables definen el proceso de

conversión de la partícula de combustible.

3.2. Pirólisis

La pirólisis se define como la descomposición termo-química de un material orgánico

(desvolatilización) en ausencia de un agente oxidante (Ver figura 9). Los productos obtenidos del

proceso de pirólisis son principalmente de alquitrán, char (compuesto principalmente por el carbón

fijo) y gas de síntesis [15]. El tipo de combustible, temperatura, presión, velocidad de calentamiento

y tiempo de reacción son variables que afectan en las tasas de producción y propiedades de los

productos formados. A continuación se analiza para cada combustible.

3.2.1 Carbón.

El fenómeno de pirólisis para carbón, fue fuertemente estudiado en los años 50 y 60. Sin

embargo, la visión de aquellos años es errada según Oka [119], ya que se basaban en el supuesto en

que “El carbón contiene un cantidad fija de materia de la cual los volátiles son producidos, y que su

velocidad de desvolatilización depende de la concentración de ésta en el carbón”. Oka explica que

ocurre una serie de reacciones físico-químicas, en que se pueden presentar en forma secuencial y

simultánea, que afectan directamente a la velocidad de desvolatilización. Esto asociado al proceso

de calentamiento, durante el cual, los enlaces químicos que componen la molécula de carbón se

rompen, produciendo compuestos de menor peso molecular.

El proceso de desvolatilización, comienza a partir de los 700 [K] para velocidades de

calentamiento menores a 100 [°C/s] (para carbones bituminosos) [3, 121, 122], en la cual, se

identifican 2 etapas [119]. En la primera etapa, se presentan reacciones a altas velocidades de

reacción para bajas temperaturas, en las cuales se libera gran parte de la materia volátil; para en una

segunda etapa, dar paso a reacciones de bajas velocidades de reacción a altas temperaturas, las

cuales forman principalmente hidrógeno. Debido al gradiente de temperatura dentro la partícula de

carbón, estos dos procesos se superponen, especialmente en partículas de gran tamaño.

En la figura 9, se presenta en forma esquemática el proceso de desvolatilización. En una

29primera etapa, la partícula de carbón que ingresa al quemador es calentada, comenzando el secado

de ésta. Una vez alcanzada la temperatura de desvolatilización, comienza la liberación de la materia

volátil. Como producto del proceso se obtienen volátiles livianos (CH6, C2H4, C2H6, CO, CO2, H2,

H2O, NH3, H2S, etc), alquitranes pesados (principalmente en carbones bituminosos) y como

remanente, un residuo carbonoso conocido como char.

Figura 9. Proceso esquemático de una partícula de carbón en el proceso de pirólisis.

En el caso de carbones de bajo rango (lignito), bajo el proceso de pirólisis, la composición de

la materia volátil es afectada por la temperatura, dicho efecto es presentado en la Tabla 6.

Tabla 6. Composición del contenido volátil para carbón lignito. [119]

Composición Volumétrica

Temperatura [C]

500 700 800 900

H2 7,94 26,30 31,72 31,29

CH4 20,00 24,59 22,27 20,30

CO 35,97 28,66 33,11 39,79

CO2 31,00 14,86 9,03 5,98

C2H6 0,57 1,74 2,11 1,86

C2H4 0,62 6,75 0,20 0,02

H2S 2,04 0,50 0,82 0,42

C3H8 0,96 2,03 0,67 0,22

C3H6 0,35 0,37 --- 0,026

C4H10 0,01 0,05 0,06 0,014

C4H8 0,52 0,07 0,015 0,003

Volumen Total [ml] 74,03 222,75 297,34 438,18

A partir de la Tabla 6, se observa que un incremento de la temperatura produce un

30incremento en las concentraciones de algunos volátiles (CO, H2, C2H6, entre otros). En la figura 10

se presenta el incremento para carbón bituminoso. El proceso de desvolatilización, además depende

del tipo de carbón, velocidad de calentamiento y la presión al cual se desarrolla el proceso. Wall et

al. [33], indican que el efecto de la presión en la desvolatilización, varía con el rango del carbón,

ambiente y las condiciones de operación del reactor. Reacciones secundarias y limitaciones en el

transporte explican la influencia de la presión en el ambiente, siendo el mayor efecto sobre el

contenido de alquitrán, debido a la evaporación de los precursores de éste.

Figura 10. Efecto de la temperatura en la concentración de metano, producto de la pirólisis de

carbón bituminoso. [119]

Por otra parte, Essenhigh y Suuberg [118], analizaron la composición de los volátiles para

diferentes tipos de carbones. Estos concluyen que para carbones lignito, existe mayor presencia de

compuestos oxigenados (CO, CO2, etc) en la composición de los volátiles liberados , mientras que

para carbones bituminosos, se observa una mayor presencia de compuestos hidrogenados. Sin

embargo, los resultados de este tipo de experiencias son influenciadas por las condiciones

experimentales, bajo esto Oka, menciona que existen tres métodos que son comúnmente usados:

a) El carbón espécimen (usualmente partículas de 40 - 1000 µm) es calentado eléctricamente en

una parrilla, con velocidades de calentamiento entre 100 - 12000 °C/s y para temperaturas

por sobre los 1200°C.

b) El gas que arrastra las partículas de carbón pulverizado (con un tamaño entre 20 – 300 µm)

es calentado eléctricamente a través de una tubería, para velocidades de calentamiento por

sobre los 50000 °C/s y a una temperatura máxima por sobre los 2000 °C.

31c) El calentamiento de las partículas en lecho fluidizado, para tamaños entre 200 - 15000 µm,

se realiza para velocidades de calentamiento entre 100 a 1000 °C/s y para temperaturas

máximas entre los 400 y 1000 °C.

Los métodos a) y b), corresponden a las condiciones usualmente encontradas en la

combustión de carbón pulverizado. Por su parte, el método c) corresponde a la combustión de

carbón en lecho fluidizado.

Previamente se mencionó el efecto de la presión sobre la formación de alquitrán. Niksa et al

[122], sugieren que el alquitrán es creado por la descomposición de monómeros. Un monómero se

define como los componentes no-volátiles más pequeños de carbón. El contenido de alquitrán como

porcentaje de los productos de desvolatilización, varía entre un 15-30% para carbón lignito y entre

un 50 – 70% para carbón bituminoso [120].

3.2.2 Biomasa

La pirólisis de la biomasa es la descomposición térmica del combustible. Al igual que con el

carbón, la pirólisis es una reacción química relativamente lenta que ocurre a bajas temperaturas.

Estudios sobre la transformación termoquímica de la biomasa o residuos de madera, concluyen que

ésta posee un comportamiento extremadamente similar al del carbón[35].Los mecanismos de

reacción son complejos, pero se puede definir en 2 etapas para la madera:

1. Pérdida de humedad y algunos volátiles (ver figura 11-1).

2. Liberación de Volátiles (Figura 11-2): Degradación de la hemicelulosa → emisión de CO y

CO2,

En la tercera etapa presentada en la Figura 11, se representa la combustión de char de

biomasa, el cual se analiza en una sección posterior.

La concentración de los principales productos de la pirólisis de la biomasa depende de la

temperatura (Ver Figura 12), velocidad de calentamiento, tamaño de las partículas y el catalizador

utilizado.

32

Figura 11. Pérdida de masa en función del tiempo (m0=100 mg; dT/dt = 100 °C/min)[34]

Figura 12. Pérdida de masa en función del tiempo durante la pirólisis de biomasa [34].

La composición típica del gas producto de la pirólisis de biomasa leñosa, está compuesta por

CO, CO2, CH4 y H2 como productos principales, junto con otros compuestos orgánicos. La pérdida

de materia volátil se puede determinar a partir de la pérdida de masa total, utilizando :

−dmv

dt=B v∗mv∗exp−E

RT … (3.2.1)

En la tabla 7 se presenta una comparación de la cinética de algunos combustibles de carbón y

biomasa.

33Tabla 7. Información cinética para combustibles a biomasa y carbón. [3]

Combustible Velocidad Calentamiento

Rango de Temperatura

BV

(1/s)E

(kJ/gmol)

CarbónLignito -- -- 6,6x104 105

Bituminoso -- -- 4,3x1014 229

Biomasa

Cáscara de arroz 100 °C/min 225-350350-600

1,3x109

13,197,111,2

Madera Forestal 2 °C/s 225-325700-900

7,68x107

632124,892,3

Cellulosa -- 280-350 4,69x105 82,7

Hemicelulosa* -- 320-400 870 33,8• Hemicelulosa consta de varios azúcares distintos de la glucosa que recubren las fibras de celulosa y representan el 20 y el 35% del peso

seco de la madera

Las energías de activación y las constantes pre-exponencial varían considerablemente

dependiendo de las condiciones de pirólisis y tipo de combustible. En donde, las energías de

activación de los carbones son considerablemente superiores a los de los combustibles de biomasa.

Resumiendo, la pirólisis de la biomasa corresponde a la etapa en donde las reacciones relacionadas

con la descomposición térmica asociada a la desvolatilización ocurren durante la etapa de

calentamiento del combustible, y es completada en segundos, o a alta temperatura. Una

representación del proceso de pirólisis para la biomasa estaría dado por:

1. Biomasa (chips de pino) → alquitranes + CO + CO2 + H2O + semichar + CH4 + CNHM + ácidos piroligneos (productos derivado de madera).

2. petróleos/alquitranes (cracking) → char + H2 + CH4

3. semichar → char + H2 + CH4

Bajo este esquema, la máxima liberación de materia volátil depende de la temperatura de

pirólisis y la velocidad de calentamiento. Cuanto más rápido sea la velocidad de calentamiento,

mayor es el rendimiento de volátiles en la pirólisis. En los procesos a alta temperatura (> 8OO °C)

se obtienen grandes volúmenes de gases [35]. Dependiendo de la temperatura, una fracción del char

contendrá materiales inorgánicos, residuos orgánicos sólidos sin convertir y residuos carbonáceos

producidos de la descomposición térmica de los compuestos orgánicos. La fracción líquida es una

mezcla compleja de agua y productos químicos orgánicos. Para biomasa altamente celulósica, la

fracción líquida por lo general contiene ácidos, alcoholes, aldehídos, cetonas, ésteres, derivados

34heterocíclicos y fenólicos. Los alquitranes contienen resinas, hidratos de carbono intermedios,

fenoles, compuestos aromáticos, aldehidos, productos de condensación y otros derivados. Los

ácidos pirolígneos puede consistir en CH3OH, C3H6O (acetona), fenoles y agua. CH3OH se forma a

partir de los grupos metoxilo del ácido urónico y de la descomposición de los ésteres de metilo y/o

éteres de la descomposición de materiales vegetales como pectina. El ácido acético proviene de los

grupos acetilo de hemicelulosas [36].

3.2.3 Modelos de Desvolatilización

La desvolatilización es uno de los procesos que posee gran interés e importancia en la

combustión, debido a que más del 50% de la masa de una partícula de carbón o biomasa es materia

volátil. Actualmente, los modelos de desvolatilización se clasifican en modelos de pérdidas de peso

(A, B y C) y modelos basados en redes. Los modelos basados en pérdidas de peso utilizan

constantes ajustadas empíricamente para determinar la producción de volátiles de un tipo de carbón

bajo ciertas condiciones. Sin embargo, los valores de estas constantes son difíciles de obtener para

las condiciones del equipo que se quiere simular. Lo modelos de redes, se basan en un tratamiento

detallado de la estructura del carbón, permitiendo con mayor exactitud que los modelos en pérdida

de masa la “descomposición” térmica del carbón. Para ello, la estructura del carbón se modela como

una red de anillos aromáticos unidos por enlaces de distinta reactividad; y el proceso de

desvolatilización, combinando expresiones de primer orden con distribuciones estadísticas de la

energía de activación y distribuciones estadísticas de las velocidades de los enlaces: que se rompen,

forman por recombinación y que irreversiblemente se unen para formar el residuo carbonoso [43,

45]). Sin embargo, existen correlaciones en la literatura que permiten obtener la composición de los

gases volátiles. Weimer and Clough [64] en los años 80, proponen que las fracciones másicas de

CH4, H2, CO2, H2O y otras especies, pueden ser estimadas a partir de expresiones y del análisis

inmediato del combustible.

X CH 4=0,201−0,469 MV+0,241 MV 2 ...(3.2.2)

X H 2=0,157−0,868 MV+1,338 MV 2 ...(3.2.3)

X CO2=0,135−0,900 MV+1,906 MV 2 ...(3.2.4)

35X CO=0,425−2,653 MV+4,845 MV 2 ...(3.2.5)

X H 2O=0,409−2,389 MV+4,554 MV 2 ...(3.2.6)

alquitrán+otros=−0,325+7,279 MV−12,880 MV 2 ...(3.2.7)

A continuación se presentan, los modelos de pérdida de peso y de redes.

A. Modelo de una reacción de primer orden

El primer modelo cinético para modelar la desvolatilización de carbón fue propuesto por

Badzioch y Hawskley en 1970 [42]. Estos realizaron ensayos para diferentes tipos de carbones en un

reactor de flujo laminar, sometidos a temperaturas entre 400°C y 1000°C, durante 30 y 110 ms,

obteniendo curvas isotérmicas de descomposición, representado por la ecuación:

VV f

=1−exp (−∫0

t

k v dt) … (3.2.8)

Reordenando de forma conveniente:

ln(1− VV f

)=−∫0

t

k v dt=−k v⋅t … (3.2.9)

Para determinar la dependencia de kv con la temperatura, Badzioch et al. realizan ensayos

para obtener isotermas de descomposición para diferentes temperaturas. A partir de éstos, obtienen

un comportamiento exponencial similar al de Arrhenius.

k v=Av exp(−E vf /T ) … (3.2.10)

La ventaja que presenta el modelo reside en su sencillez, quedando definido por 3

parámetros (Av, Evf y Vf). Sin embargo, para utilizar el modelo correctamente se requiere que las

constantes cinéticas sean obtenidas para cada carbón, bajo condiciones lo más similares posibles a

las que se tienen a la aplicación de estudio. Además, como la cantidad final de materia volátil que se

libera, depende de la temperatura máxima alcanzada, el parámetro Vf se debe determinar a máxima

temperatura. A pesar de estos inconvenientes, este modelo es ampliamente usado por los programas

de dinámica de fluidos (CFD).

36B. Modelo de Energía de activación distribuida.

Estos modelos suponen que todos lo enlaces químicos del carbón en proceso de

“descomposición” son iguales [67]. Sin embargo, la “descomposición” real se debe a un sin número

de reacciones químicas que producen la ruptura de distintos enlaces dentro de la molécula de

carbón. Un modelo realista consideraría la liberación de volátiles debido a cada tipo de enlace

químico. Anthony et al (1976) [41], propusieron un modelo bajo el supuesto que las constanes

cinéticas de todas las reacciones sólo se diferencian entre sí en la energía de activación, y que el

número de reacciones es tan grande que éstas se pueden describir por una función continua de

distribución f(EvT)

VV f

=1−∫0

∞

exp (−∫0

t

k v dt)⋅f (E vT )dEvT … (3.2.11)

con,

f (E vT )=1

σ⋅√(2⋅π)exp(−

(E vT−E vT 0)2

2⋅σ2 ) … (3.2.12)

En donde:

• EvTo : Energía de activación media

• σ : Desviación estándar.

Los límites de integración de la ecuación 3.2.11, varían entre la energía de activación en

donde tiene lugar la desvolatilización (EvTo ± 4 σ). Una ventaja comparativa del modelo es que no

presenta una dependencia de la velocidad de calentamiento con los parámetros cinéticos.

C. Modelo de dos reacciones competitivas

Este modelo considera que la desvolatilización está gobernada por dos reacciones con

distinta energía de activación cada una. Una reacción domina a bajas temperaturas (Ec. 3.2.13) y la

otra a altas temperaturas (Ec. 3.2.14). De esta manera, el carbón se “descompone” a través de dos

reacciones de primer orden paralelas, donde cada reacción posee una cinética de formación de

volátiles distinta.

C →k v1

(w1)V 1+(1−w1)R1… (3.2.13)

37C →

k v2 (w2)V 1+(1−w2)R2 … (3.2.14)

Por lo que la producción de volátiles estará dada por:

dVdt

=V 1 k v1+V 2 kv2=(w 1 kv1+w2 kv2)(V f −V ) … (3.2.15)

con:

k v1=Av1 exp (−EvT1

T) … (3.2.16)

k v2=A v2 exp(−E vT2

T) … (3.2.17)

Las constantes cinéticas de las ecuaciones 3.2.16 y 3.2.17, poseen la característica de que

EvT1 < EvT2 y Vf1 < Vf2. Bajo esta condición, si la descomposición ocurre a baja temperatura, la

ecuación 3.2.13 es dominante, alcanzándose un valor asintótico de Vf1. En caso contrario, la

ecuación 3.2.14 es dominante, y se alcanza un valor asintótico de volátiles Vf2. Sin embargo, la

liberación de volátiles total en el tiempo está dada por:

V 1+V 2

V f=1−exp(−∫

0

t

(k v1+k v2)dt) … (3.2.18)

La ventaja de este modelo frente a los anteriores, es que predice con gran exactitud el

incremento en la liberación de volátiles con la temperatura. Sin embargo, al igual que los modelos

anteriores requiere de la obtención de constantes cinéticas empíricas para cada tipo de carbón o

biomasa en condiciones similares a la aplicación a simular.

D. Modelo de Grupos Funcionales - Depolimeración, Vaporización y Recombinación FG-DVC

Este modelo está dividido en dos partes. La primera parte corresponde a grupos Funcionales,

que describen la liberación de gases de bajo peso molecular debido a la descomposición de ciertos

grupos funcionales del carbón. La parte del modelo de depolimeración, vaporización y

recombinación, describe la competencia entre la ruptura de enlaces y la recombinación, para

producir fragmentos aislados de carbón (metaplastos); la condensación para producir char, y la

38vaporización fuera de la partícula en forma de alquitrán. En la figura 13, se presenta un esquema de

la evolución de la estructura del carbón en la simulación del modelo DVC.

Figura 13. Proceso de formación de alquitrán y char en el modelo DVC [45].

La estructura del carbón es modelada matemáticamente por una red bidimensional de Bethe

de anillos aromáticos unidos por puentes alifáticos. La formación de metaplastos y la posterior

liberación de alquitrán, son modeladas mediante métodos estadísticos del método de Percolación. La

cinética de descomposición de cada grupo funcional, es modelada por ecuaciones de primer orden,

mediante una distribución de la energía de activación. La caracterización del carbón y los

parámetros del modelo son determinados utilizando técnicas termoanáliticas como NMR.

E. Modelo de desvolatilización mediante Percolación Química (CPD)

Un modelo comúnmente utilizado para la simulación numérica del proceso de

desvolatilización, es el modelo de Percolación Química (CPD). Este modelo considera las

transformaciones químicas de la estructura del carbón durante el proceso de desvolatilización. Este

39transforma la estructura del carbón en redes de puentes químicos, el cual mediante la obtención de

parámetros cinéticos en forma experimental, es capaz de obtener la producción de char, gases y

alquitranes, para carbones del tipo lignito a bituminosos con alto contenido de volátiles [44]. Sin

embargo, el modelo requiere de algunos parámetros de entrada que son obtenidos de la

caracterización NMR del carbón patrón, entre ellos la estructura interna del carbón.

En el modelo CPD, el carbón es tratado como una matriz macromolecular de anillos

aromáticos fusionados de varios tamaños y tipos, incluyendo sistemas heteroaromáticos con átomos

de nitrógeno y oxígeno. Estos grupos moleculares o clusters moleculares están conectados por

puentes químicos. Algunos de éstos, contienen enlaces lábiles que se rompen fácilmente durante la

pirólisis del carbón, otros pueden ser puentes estables a una temperatura dada. Para determinar la

probabilidad de formación de fragmentos de alquitrán finos, perteneciente a una matriz “infinita” de

carbón, se utiliza un método estadístico de percolación, el cual permite una mayor rapidez en tiempo

computacional de las simulaciones con respecto al modelo FG-DVC, que utiliza el Método de

Monte Carlo [45].

La ventaja de este modelo con respecto a los modelos presentados anteriormente, es que es

un modelo que permite obtener gradientes de concentración de gas de bajo peso molecular, alquitrán

y char.

3.2.4 Co-pirólisis de biomasa con carbón.

La co-pirólisis de materiales carbonosos es altamente dependiente de las condiciones

experimentales a las cuales se realiza el proceso de pirólisis. Los factores más importantes que

afectan la liberación y la composición de la fracción de materia volátil son: el tipo de carbón, rango

o tipo de biomasa, la composición maceral, tamaño de las partículas, la temperatura, velocidad de

calentamiento, atmósfera, presión y la configuración del reactor en que se realiza.

Pan et al. [35], desarrollaron experimentos termogravimétricos para estudiar el fenómeno de

pirólisis al quemar char de pino y mezclas de pino con carbón de bajo rango. Sus resultados son

representados en las figuras 14 y 15. Gran parte del proceso de desvolatilización (82%) se alcanzó

entre los 225-350 s, para un rango de temperatura entre los 360-560 °C. Al comparar las figuras 14

a) y b), la pirólisis de la biomasa comienza a temperaturas más bajas, y su pérdida de masa es mayor

40debido al mayor contenido de materia volátil.

a) b)

Figura 14.TGA de chips de pino (a) y para carbón Sabero (b) [35].

a) b)

Figura 15. Comportamiento pirolítico para mezclas de pino/carbón de a) 20:80 y b) 80:20 [35].

El comportamiento pirolítico de las mezclas con el aumento de la proporción de mezcla

tiende a recuperar el estado original de las virutas de pino o el comportamiento del carbón Sabero,

figuras 14 y 15. Al comparar la figuras 15 b) y 14 a), presentan un comportamiento similar a

excepción del pick (entre p-13 ~500 C), que es producido por la pirólisis del carbón Sabero[35].

Cuando se incrementa la proporción de carbón en la mezcla, este pick desaparece (figura 15a). En

41conclusión, las mezclas de carbón con biomasa permiten incorporar materia volátil adicional como

hidrocarburos y carbón fijo de alta actividad. Esto contribuye a mantener un proceso de gasificación

autotérmico, lo que beneficia a los carbones de bajo rango cuando son gasificados, ya que su

temperatura de ignición y de pirólisis disminuyen. Además, estos carbones dado que poseen poderes

caloríficos similares, es posible utilizar biomasa como un catalizador en el proceso de gasificación

del carbón.

3.3. Oxidación de volátiles

Una vez liberados los volátiles, éstos pasan por un proceso de oxidación dentro de una

película gaseosa que rodea la partícula (ver figura 9). Durante su proceso de combustión, la

temperatura de la fase de gas es mucho más alta que la temperatura de las partículas [38,39].

Fotografías captadas del proceso (Figura 16), revelan que los volátiles son quemados en forma de jet

(o colas) y/o una nube que rodea la partícula [37]. En caso de formase una nube, se producirá una

llama envolvente que actuará como una protección para que las partículas de oxígeno no lleguen a la

superficie de la partícula, impidiendo la oxidación heterogéna del char.

Figura 16. Micrografías ópticas de la nube de volátiles y de los jets [37]

En el proceso de desvolatilización del carbón se forma una cantidad significativa de

alquitrán. Para carbones bituminosos de alta volatibilidad a temperaturas de 1300 °C, éstos se

presentan como los combustibles de gran densidad. Los productos volátiles más pesados son

productos de la pirólisis de las partículas de hollín. Éstos son liberados en gran cantidad en las

primeras etapas de la formación de la nube de volátiles. Algunos supuestos utilizados para analizar

42la oxidación y/o combustión de los compuestos volátiles del carbón son:

1. Suponer equilibrio local, que supone la reacción química instantánea de la composición de

equilibrio de los volátiles;

2. Cinética de la oxidación del metano [55,59];

3. Cinética global controlada por la cinética de CO [43];

4. Cinética de celulosa (biomasa) [54];

5. Cinética de oxidación global [45];

6. La oxidación de CO y H2 seguido de la cinética de la oxidación de CO [46,47].

Para determinar la velocidad de liberación de energía, se utilizan ecuaciones cinéticas de

primer orden o mayor, dentro de los balances. Dependiendo del sistema y cambios que afectan el

proceso de desvolatilización del o los combustibles, tales como la velocidad de calentamiento y el

tamaño de partícula, éstos pueden afectar la combustión de volátiles en escala de tiempo [3].

En la modelación de la combustión de volátiles, se supone que las partículas de combustible

están rodeadas por el aire de combustión y que los volátiles que rodean las partículas se encuentran

mezclados con éste. Por lo que, si la temperatura de los gases que rodean la partícula es lo

suficientemente alta, se producirá la ignición espontánea de los volátiles, iniciando el proceso de

combustión. En la co-combustión de carbón con biomasa, se requiere de la composición (fracción

másica) de los volátiles para cada combustible, de igual forma si se utiliza más de un tipo de carbón.

Suuberg [40], estudió la composición y la cinética de formación de volátiles para diferentes tipos de

carbones (desde lignitos a bituminosos). Sus resultados indican que carbones lignitos, predominan

volátiles como CO, CO2 y H2O, a diferencia de carbones bituminosos, en cuales predominan

alquitranes y hidrocarburos livianos. En carbones bituminosos, los alquitranes representan entre el

50 a 80% de la materia volátil, el porcentaje restante consiste en hidrocarburos, agua y óxidos de

carbón (CO2 y CO) [100]. Las siguientes reacciones y sus constantes cinéticas, estan basadas en

reacciones multi-etapas dadas por Westbrook y Dryer [38], Westbrook y Pitz [39].

433.3.1 Modelos Globales

A. Oxidación de CH4

La oxidación de una especie (CO, CH4, H2, etc.), es considerada como una reacción simple

(reacción global). La reacción global para la oxidación del CH4 está dada por:

CH 4+2O 2→CO 2+2 H 2 O ...(3.3.1)

Dryer y Glassman [46], determinaron que la velocidad de consumo (Ec. 3.3.2) para el

metano para un reactor de flujo turbulento y a presión atmosférica, y operando entre un rango de

temperatura entre 1100 y 1400 K está dado por:

d [CH 4]dt

=−1,58⋅1013exp(−48400RT g

)[CH 4]0,7 [O2]

0,8 ...(3.3.2)

Westbrook y Dryer [47], desarrollaron mecanismos de reacción de uno y dos pasos para

hidrocarburos (CnH2n+2, n=1...10), usando un modelo numérico de llama laminar. Para un mecanismo

de reacción de una etapa, está representado por :

Cn H 2n+2+3n+1

2O 2→nCO2+(n+1)H 2O ...(3.3.3)

En donde, su constante cinética:

k WB=AT n exp(−Ea

RT)[Cn H 2n+2]

a [O 2]b ...(3.3.4)

De acuerdo a Westbrook y Dryer [47], un mecanismo de 2 pasos permite predecir con gran

precisión velocidades de llama para mezclas de metano/aire (hidrocarburos con aire), el cual utiliza

el CO como especie intermediaria. La oxidación del CO en CO2 se produce en la última etapa,

siendo una reacción reversible (Ec. 3.3.6). Utilizando un mecanismo de dos etapas:

Cn H 2n+2+3n+1

2O2→ nCO+(n+1)H 2O ...(3.3.5)

CO+12

O2⇔CO2 ...(3.3.6)

La velocidad de oxidación del CO puede ser obtenida a partir del trabajo de Dryer and

44Glassman [46], con el fin de considerar el calor generado o consumido (dependiendo del sentido de

la reacción) y la dependencia de la presión [CO]/[CO2] en condición de equilibrio. Por lo que, la

velocidad de reacción para la reacción inversa de la ecuación 3.3.6,está dada por:

kCO2→CO+

12 O2

=5⋅108 exp(−4⋅104

RT)[CO2] ...(3.3.7).

Sin embargo, Westbrook y Dryer indican que es posible obtener una precisión similar

usando mecanismos de 1 etapa. En la tabla 8, se resumen las constantes y energía de activación

obtenidas por Wetbrook y Dryer, para llamas de metano.

Tabla 8. Constantes cinéticas para llamas de metano/aire [47].

Mecanismo A [ molcm3⋅s ] EA [ kcal

mol ] a b

1 - etapa1,3x108 48,4

0,3 1,38,3x105 30,0

2 - etapas2,8x109 48,4

0,3 1,31,5x107 30,0

Williams et al [48], estudiaron la combustión de mezclas de metano-oxigeno-nitrógeno en un

reactor cónico pequeño (2,9 cm3), para un rango de temperatura entre 1400 a 1800 K y presiones

entre 0,2 a 1,1 atm. Obteniendo que la velocidad de consumo de metano, usando un mecanismo de 1

etapa, estará dada por:

d [CH 4]dt

=5,3⋅1012exp (−5,7⋅104

RT g)[CH 4][O2]

0,5[H 2 O ]0,5 ...(3.3.8).

Para un mecanismo de 2 etapas, el consumo de metano está dado por:

d [CH 4]dt

=1,7⋅1011exp (−6⋅104

RT g)[CH 4][O2]

0,5[H 2 O ]0,5 ...(3.3.9).

d [CO ]dt

=3,5⋅106 exp(−2⋅104

RT g)[CH 4][O2]

0,5 [H 2 O ]0,5 ...(3.3.10).

B. Oxidación del CO.

La reacción global para la oxidación del CO está dada por la ecuación (3.3.6).

45

CO+12

O 2=CO2 ...(3.3.6)

Dryer y Glassman [46], estudiaron la oxidación del monóxido de carbono en presencia de

agua a presión atmosférica, para un rango de temperatura entre 1030 y 1230 K, y para

concentraciones de agua entre 0,1% a 3%. Estos obtienen, que el consumo de monóxido de carbono

estará dado por:

d [CO ]dt

=3,98⋅1014 exp(−4⋅104

RT g)[CO ][O2]

0,25[H 2 O ]0,5 ...(3.3.11).

En forma paralela a Dryer y Glassman [46], Howard et al [49] desarrollaron un modelo

“global” para la oxidación de CO en llamas delgadas (en inglés “flat flames”) de metano con aire.

La velocidad de consumo obtenida por los autores, es válida para un rango de temperaturas entre

840 – 2360 K.

d [CO ]dt

=1,3⋅1014 exp(−3⋅104

RT g)[CO ] [O 2]

0,5[H 2O ]0,5 ...(3.3.12).

3.3.2 Modelos de rección Multietapas.

Modelos de reacción multietapas para el metano, monóxido de carbono e hidrógeno han sido

desarrollado desde los años 50. En esta sección se presentan diferentes modelos utilizados en la

combustión de volátiles.

Hautman et al (1981) [50], desarrollaron un modelo multietapa para la oxidación de parafina.

Este modelo destaca por reproducir con gran precisión los perfiles de concentración. Donde el

mecanismo de reacción está dado por:

Cn H 2n+2→n2

C 2 H 4+H 2 ...(3.3.13).

C2 H 4+O 2→2CO+2H2 ...(3.3.14).2CO+O 2→2CO2 ...(3.3.15).2H 2+O2 →2 H 2O ...(3.3.16).

En donde, las velocidades de consumo estarán dadas por:

d [Cn H 2n+2]dt

=−2,09⋅1017exp (−4,96⋅104

RT g)[C n H 2n+2]

0,5[O2]1,07[C2 H 4]

0,4 ...(3.3.17).

46d [C2 H 4]

dt=−5,01⋅1014exp (−5⋅104

RT g)[C2 H 4]

0,9[O 2]1,18[C 2 H 4]

−0,37 ...(3.3.18).

d [CO ]dt

=−3,98⋅1014exp (−4⋅104

RT g)[CO ][O2]

0,25[H 2O ]0,5 ...(3.3.19).

d [H 2]dt

=−3,31⋅1013exp (−4,1⋅104

RT g)[H 2]

0,85[O 2]1,42[H 2O ]−0,56 ...(3.3.20).

Posteriormente Seshadri y Peters (1990) [53], desarrollaron un modelo cinético para la

oxidación de metano, representado por 4 ecuaciones de reacción :

CH 4+2H+H 2O →CO+4H 2 ...(3.3.21).CO+H 2 O⇔CO2+H 2 ...(3.3.22).2H+M →H 2+M ...(3.3.23).O2+3 H 2→2 H+2 H 2 O ...(3.3.24).

Sin embargo, los mecanismos más utilizados en la combustión de volátiles son el mecanismo

desarrollado por Westbrook & Dryer y el Jones & Lindstedt de 4 etapas. El mecanismo de

Westbrook & Dryer, describe el mecanismo de oxidación del CO, mediante 4 ecuaciones:

CO+OH →CO 2+H ...(3.3.25).CO+O 2→CO2+O ...(3.3.26).CO+O+M →CO2 ...(3.3.27).CO+HO2 →CO2+OH ...(3.3.28).

Según Atri et al 1977, la reacción con HO2 (Ec. 3.3.28) es usualmente despreciable, en

comparación con la ecuación de reacción del OH (Ec. 3.3.25).

Por otro lado, Jones & Lindstet [52] proponen un mecanismo de 4 etapas, aplicable en la

combustión desde hidrocarburos alcalinos hasta combustibles como el butano. Jones et al.,

determina los parámetros cinéticos para las ecuaciones de velocidad resultantes, al comparar

información experimental para llamas de premezcla de metano y llamas de propano, con

información experimental de llamas de difusión para mezclas metano-aire. Las ecuaciones que

gobiernan para un mecanismo de 4 etapas son:

2Cn H 2n+2+nO2→2nCO+2(n+1)H 2 ...(3.3.29).Cn H 2n+n H 2O →nCO+(2n+1)H 2 ...(3.3.30).

472 H 2+O2⇔2 H 2 O ...(3.3.31).CO+H 2 O⇔CO2+H 2 ...(3.3.32).

En donde, la velocidades cinéticas están dadas por:

d [Cn H 2n+2]dt 2Cn H 2n+2+nO 2

=−3,8⋅1011 exp(−3⋅104

RT g) [C n H 2n+2]

0,5[O2]1,25 ...(3.3.33).

d [Cn H 2n+2]dt Cn H 2n+nH 2O

=−3,1⋅108 exp(−3⋅104

RT g)[C n H 2n+2][H 2O ] ...(3.3.34).

d [CO ]dt

=−2,75⋅1016 exp(−4⋅104

RT g)[CO ][H 2 O ] ...(3.3.35).

d [H 2]dt 2H 2+O2 →2H 2O

=−7,5⋅1015

Texp(−4⋅104

RT g) [H 2]

0,25[O 2]1,5 ...(3.3.36).

d [H 2O ]dt 2H 2 O→2 H 2+O 2

=−2,8⋅1015

Texp(−4⋅104

RT g)[H 2]

0,5[O 2]2,25[H 2O ]−1 ...(3.3.37).

3.4. Reacciones homogéneas/heterogéneas y del carbón fijo

El remanente del proceso de pirólisis es conocido como char, el cual está compuesto

principalmente por carbón fijo. Posteriormente, el carbono contenido en la partícula de char

reacciona en forma heterogénea con las diferentes especies gaseosas que rodean la partícula. En

donde, las reacciones heterogéneas con las especies gaseosas suelen regirse por los siguientes

procesos:

1. La difusión de las especies reactantes-oxidantes en fase gas a la superficie de la partícula.

2. Adsorción de las especies en fase gas (E = 32000 kJ / kmol)

3. Reacción química de las especies adsorbidas.

4. Desorción de los óxidos sólidos (E=170,000 kJ/kmol).

5. Difusión de los productos gaseosos desde la capa límite al seno del fluido.

Si la difusión de la capa límite (puntos 1 o 5), controla la velocidad de reacción global, el

sistema es analizado utilizando la transferencia de masa y las relaciones de la mecánica de fluidos.

En el proceso de la transferencia de oxígeno al char, puede ocurrir en forma de O2, CO2 y/o

48H2O. Por otra parte, en combustión heterogénea, el carbono contenido en la partícula de char puede

reaccionar a través de una o más reacciones (Tabla 7).

Suponiendo una reacción de primer orden para (3.4.2), a partir de la ecuación de Arrhenius,

el consumo de oxígeno estará dado por:

mO 2= d p

2 BO 2exp −E

RuT p∞Y O 2,w ...(3.4.1)

Tabla 7. Ecuaciones de reacciones, asociadas a la combustión de la partícula char [3]

Ecuación de Reacción E/Ru(K) x103

BO2

(m/s) x105

(3.4.2)... C12

O2CO 26,243,2 230

(3.4.3)... CO 2CO2 20 1,6

(3.4.4)... CCO2 2CO 17 0,070

(3.4.5)... CH 2 OCOH 2 17 ---

(3.4.6)... 2CH43O2 2CO4H 2O 12 0,012

(3.4.7)... 2C3 H 87O26CO8H2 O 13 0,018

(3.4.8)... 2COO 22CO2 16 0,074

(3.4.9)... 2CO22COO2

Expresiones similares pueden ser escritas para las ecuaciones de reacción desde (3.4.2) al

(3.4.9). La ecuación de reacción (3.4.2), es la reacción predominante a altas temperaturas como

mecanismo de transferencia de oxígeno al interior de la partícula. Cuando el ambiente que rodea las

particulas de char es aire seco, las fracciones másicas de H2O y CO2 en el ambiente son

despreciables. En el caso de quemadores de carbón pulverizado, las partículas se encuentran

cercanas unas a otras, resultando en una reducción en la disponibilidad de oxígeno para cada

partícula y una mayor dificultad en la transferencia de oxígeno a la partícula de char. La combustión

para estas condiciones es considerada como una nube de partículas. Bajo esta condición las

ecuaciones (3.4.4) y (3.4.5) se deben considerar especialmente a altas temperaturas.

Un modelo de combustión de char comúnmente utilizado, es el modelo de una película de

49Field et al (1967). El modelo supone una partícula esférica de carbón rodeada por una película

imaginaria de gas, a través de la cual el oxígeno difunde desde el seno de éste hacia la partícula,

reaccionando en la superficie de ésta y formando productos de combustión que difunden a través de

la película hacia el exterior. Además, el modelo supone que la oxidación de CO a CO 2, ocurre en las

cercanías de la superficie de la partícula, de forma que fuera de la película de gas imaginaria, sólo

hay presencia de CO2.

La velocidad de combustión de la partícula se determina en términos de la velocidad de

reacción química kc y de la velocidad de difusión kd, a través de la capa imaginaria que rodea la

partícula.

qc=k d⋅(P g−P s) ...(3.4.10)

qc=k c⋅P sn ...(3.4.11)

Como las reacciones heterogéneas se encuentran en la superficie de la partícula, se

consideran como reacciones de primer orden (n=1), y se encuentran cinéticamente controladas. Por

otra parte, las reacciones homogéneas que se realizan en la fase gas, serán de segundo orden [66].

Combinando ambas ecuaciones se obtiene:

qc=Pg

1 /k d+1/ kc...(3.4.12)

Bajo el supuesto que la estructura de la partícula de char es desconocida, y que la reacción

tiene lugar en la superficie de la partícula,

k d=24d p⋅ϕ DO2

R⋅T ...(3.4.13)

En que, φ corresponde al coeficiente estequiométrico de la reacción (relación entre el

número de moles de producto y del oxidante), tomando el valor de 1 cuando el producto es CO2 y 2

si es CO. El coeficiente de DO2 se estima a partir de [55]:

DO 2= 0,0266

P caldera⋅σO 2 N 2

2 ⋅ωD

⋅√ T m

PM O2 N 2

...(3.4.14)

PM O 2 N 2=2[PM O2

−1+PM N 2

−1]−1 ...(3.4.15)

σO 2 N 2=0,5⋅(σO 2

+σN 2) ...(3.4.16)

ω=1,06⋅θ−0,16+0,193⋅exp(−0,48⋅θ)+1,04⋅exp(−1,53⋅θ)+1,77⋅exp(−3,89⋅θ) ...(3.4.17)

50θ=K N 2

⋅T m⋅(ξO2⋅ξN 2

)−0,5 ...(3.4.18)

Donde, σO2 (3,467 °A) y σN2 (3,798 °A) son los diámetros de las esferas en colisión de las

respecitvas especies y θ representa una temperatura adimensional, expresada en términos de

coeficientes característicos de Leonnard-Jones de las energías de las moléculas

ξN 2/ k N 2

=71,4 ° K y ξO2/k N 2

=106,7 ° K .

La velocidad de reacción kc de la etapa de reacción, se obtiene a partir de la expresión

3.4.19. Las características intrínsecas del modelo se incorporan mediante la energía de activación

(Ea) y el factor pre-exponencial (Aa) para cada tipo de combustible, en condiciones lo más similares

a las condición a simular.

k c=Aa⋅exp (−Ea

R T p) ...(3.4.19)

El modelo de Field, ha sido ampliamente utilizado. En el año 1971, fue modificado por

Baum y Street [58]. Sin embargo, la diferencia entre los modelos radica en la obtención de las

constantes cinéticas de difusión y reacción.

En caso, que la reacción no sea de primer orden, el parámetro n de la ecuación 3.4.11 puede

variar entre 0 y 1, dependiendo de las propiedades del char y de las condiciones en que se realice la

combustión, la ecuación 3.4.12 pierde validez. De esta forma, se debe utilizar un método iterativo

para resolver la velocidad de combustión de orden n, dada por:

qc=k d⋅[Pg−(qc

k c)1 /n] ...(3.4.20)

Hurt et al. [56], obtienen expresiones para la energía de activación y la constante pre-

exponencial, en función del análisis elemental para carbones de diferente rango, permitiendo tener

una primera aproximación, en caso de no contar con información experimental de los carbones.

Ea=−5,94+35,5⋅%C ...(3.4.21)

Aa=exp (ln(k c ,1750 K)+Ea

1750R) ...(3.4.22)

En los años 80, Krishna y Belard [60] proponen un modelo de combustión, considerando una

nube de partículas con autoignición e identifican el efecto cooperativo de las partículas en la nube.

51El modelo supone condiciones homogéneas en las propiedades de la nube de partículas, y que las

reacciones que ocurren en la superficie de la partículas son heterogéneas. Esto permite plantear las

ecuaciones de transporte de calor para la nube y la partícula (ambas a temperaturas diferentes). A

partir de éstas, se obtiene una representación de fase-plana, siendo la ventaja de este método permitir

una estabilidad local en estado estable. Este modelo ha sido la base para el desarrollo de modelos

posteriores[61,62,63], destacándose el trabajo realizado por Du et al. [65], el cual presenta un

modelo de combustión transiente en una nube cilíndrica de partículas de carbón pulverizado y

estudia la ignición homogénea y heterogénea (fase gas-sólido). Este modelo sugiere que la densidad,

tamaño de partículas, materia volátil, radio de la nube y las condiciones del ambiente circundante,

son los parámetros con mayor influencia en la ignición

3.5. Ignición.

El proceso de ignición de las partículas de carbón, ha sido estudiado por casi 170 años,

comenzando con los estudios de Faraday y Lyell en 1844. El proceso de ignición es un factor crucial

en la estabilidad de la llama, emisión de contaminantes, diseño de la caldera y en las condiciones de

operación.

La materia volátil, inflamabilidad de los volátiles y el transporte de las partículas,

determinarán la ignición de una partícula de carbón aislada, ya sea en forma homogénea o

heterogénea. Esto se verá reflejada en el diseño y en la condición de operación de la caldera, así

como también determinará la “compatibilidad” entre las mezclas de combustibles. Si los volátiles

reaccionan en una etapa temprana en la secuencia de combustión, se puede consumir parte del

oxígeno de la superficie interna de los poros de la partícula de carbón, impidiendo una ignición del

tipo heterogénea. Si el carbón se enciende en forma homogénea, los volátiles se combustionarán en

forma gaseosa, previniendo que el oxígeno alcance la superficie de la partícula de carbón. En caso

de combustión incompleta o de liberación de los volátiles en forma intermitente o jets, el oxígeno

puede alcanzar la superficie de la partícula, favoreciendo la combustión heterogénea.

52

Figura 17. Régimen de ignición en función de la velocidad de calentamiento y el tamaño de

partícula[68].

La combustión heterogénea del carbón fijo y de la materia volátil se realiza en forma paralela

(Ver Figura 17), en donde la primera parte del proceso es modelada mediante la teoría de la

explosión térmica [67], según la cual la ignición se produce cuando la velocidad de liberación de

calor, debido a la reacción química, es superior al flujo de calor por pérdidas vía convección,

radiación, etc. Es por esto que el proceso de ignición de una partícula de carbón puede ser

considerado como un proceso multi-etapas. En la primera etapa de la ignición, las partículas pueden

encenderse en forma homogénea, producto de una pirólisis previa, para en una etapa siguiente,

producirse la ignición de la materia volátil (mecanismo de Faraday), proceso dado en el caso de

partículas grandes (>100 μm) que son calentadas lentamente (< 100 °C/s). En el caso de partículas

pequeñas bajo una velocidad de calentamiento rápida, éstas pueden encenderse en forma

heterogénea por acción directa del oxígeno sobre la partícula de carbón[68].

Una de las diferencias en el tipo de proceso de ignición, es que la ignición homogénea es un

proceso de 2 etapas a diferencia de la ignición heterogénea que comprende 3. En la ignición

homogénea, la primera etapa es la ignición de lo volátiles, seguido por la combustión de éstos en

una llama que los rodea, previniendo el acceso del oxígeno a la partícula de carbón. La segunda

etapa contempla la ignición secundaria del char que ocurre cuando el proceso de pirólisis ha

terminado. En el caso de ignición heterogénea, en la primera etapa se produce la ignición por acción

directa de los reactantes gaseosos sobre la partícula sólida de carbón, produciendo la remoción de

masa de la partícula que, de otra forma, sería liberada como materia volátil. En el caso de ocurrir

53una ignición secundaria, esta se debe a la ignición de la materia volátil, y la cual puede ser seguida

por la re-ignición del char al final del proceso de desvolatilización.

Tabla 9. Mecanismos de Ignición

Análisis Heterogéneo Análisis Homogéneo

- Balance Térmico• Teoría de Explosión Térmica [67]

- Balance de Radicales- Balance Térmico

• Teoría de Explosión Térmica [67]• Condición adiabática

- Teoría Unificada (térmica + en cadena)[69]

Se ha desarrollado una gran cantidad de modelos, los cuales involucran balances térmicos, de

radicales (Ver Tabla 9). Gran parte de éstos consideran una teoría unificada que combina balances

térmicos y de radicales. En principio, el método de balance térmico puede ser usado para el análisis

de la ignición del tipo homogénea y heterogénea (ver supuestos tabla 9), a diferencia el método de

balance de radicales es utilizado sólo para el análisis de ignición homogénea.

Gran parte de las teorías desarrolladas están enfocadas a determinar la temperatura de

ignición homogénea de una partícula de carbón pulverizada [70, 71, 72]. A partir de la teoría de

explosión térmica de Semenov's [73], es posible obtener la temperatura de ignición del char para una

condición heterogénea, dada por:

T p , I=ERu

1

ln BO 2

d p Y O 2 ,∞hC

Sh DW vO 2T p , I

2 C p

ERu

… (3.5.1)

Para temperaturas inferiores a la temperatura heterogénea, no se producirá la ignición de la

partícula de carbón [3].

La ecuación 3.5.1, ha sido utilizada para estimar la temperatura heterogénea de ignición para

diferentes tipos de carbón y de tamaño de partículas (ver figura 18). Para tamaños menores a 30 μm,

se obtienen valores irreales, lo que indica que en partículas muy pequeñas no es posible que éstas

enciendan en forma heterogénea, ya que la velocidad de calentamiento es muy grande comparado

con la velocidad de generación de calor[3].

54

Figura 18. Variaciones en la temperatura de ignición con el diámetro de partícula para diferentes

tipos de carbones y biomasa, Sh=2, DW= 1 cm2/s [3].

Figura 19. Comparación de resultados experimentales para ignición heterogénea con modelos de

estado estable y transiente.[3]

La figura 19, presenta una relación directa entre el número de Damköhler (Ec. 3.5.2)con el

inverso de la temperatura adimensional de ignición, los modelos utilizados en la comparación

corresponden a los presentados por Du & Annamalai para estado estable y transiente[73].

D IV , c=BO2

d pY O2,∞Ru hc

Sh⋅Dw vO 2EC p

...(3.5.2)

Considerando que el número de Damköhler es proporcional al diámetro de partícula y la

temperatura adimensional lo es a la temperatura de ignición, se concluye que la temperatura de

55ignición disminuye con el tamaño de partículas, sin embargo, existe un límite máximo de tamaño de

partículas para la ignición heterogénea de la partícula. Mediciones experimentales realizadas por

diferentes autores [71, 72, 74, 75, 76], concuerdan con que la temperatura de ignición disminuye

con el tamaño de partículas y con la concentración de oxígeno que rodea la partícula de combustible

[70].

3.6. Combustión

Un vez producida la ignición, la combustión de sólidos con alto contenido de materia volátil

procede en dos etapas: Combustión de materia volátil y combustión del char (Figura 20). La materia

volátil liberada producto del proceso de desvolatilización (bajo una condición de combustión

homogénea), difunde desde la partícula de combustible hacia el ambiente. Al producirse la mezcla

con oxígeno se da paso a la formación de llama, siempre y cuando la concentración de materia

volátil exista en una proporción suficiente a la cantidad de aire presente en el ambiente. Una vez

concluida la combustión de la materia volátil, el oxígeno difunde hacia la superficie de la partícula

de carbón (char - compuesta principalmente por el carbono fijo, ceniza y pequeñas cantidades de

hidrógeno), produciendo la oxidación del carbón y formando CO y CO2. En el caso de combustión

heterogénea, el oxígeno debe ser transportado a la superficie de la partícula, por lo que bajo una

condición limitada del proceso de difusión producirá bajas velocidades de quemado del char. Esto

condiciona el tiempo de residencia de las partículas dentro de la caldera, para producir la

combustión completa de éstas.

a) b)

Figura 20. Partícula de char de biomasa (a) y de carbón (b)

La velocidad de quemado del char, es gobernada por la difusión del oxígeno a la superficie

de la partícula (Control físico), pero también es función del diámetro de partícula, diámetro de las

partículas no quemadas, el tamaño y la distribución de los poros dentro de la partícula, el área

56interna total del char disponible para la reacción, además del número de etapas donde el oxígeno se

mezcla con el carbón superficial produciendo la combustión, para posteriormente producirse la

difusión de los productos de combustión al ambiente (Control Químico) [77, 78]. Al ser la

combustión del char una reacción sólido-gas, ésta es controlada por 3 regímenes en los cuales se

relacionan los procesos de transporte y las reacciones químicas [78]:

• Régimen – I: A bajas temperaturas o para partículas finas, el oxígeno penetrará

completamente los poros del char, aumentando la reactividad y la

superficie interna del char.

• Régimen – II: A altas temperaturas o para tamaños de partículas grandes, la reactividad

del char dependerá de la “combustión interna” y de la velocidad de

difusión de los gases producidos a través de las paredes del char y dentro

del poro. Este proceso es controlado por el espesor de pared de la

partícula, la porosidad total, y la distribución del tamaño de poro del char.

Durante el proceso de oxidación, los poros de gran dimensión (> 1 nm)

incrementan su tamaño, mientras que el material dentro de los poros, o

gránulas, tienden a reducir su tamaño. Al realizarse el proceso a altas

temperaturas, las superficie interna para la reacción siguen en continuo

incremento junto con el tiempo de residencia como resultado del

desarrollo de su microporosidad, mientras que la reactividad del char

disminuye. Bajo las condiciones mencionadas, la reactividad del char no

se verá influenciada por la micro y macroporosidad de la partícula.

• Régimen – III: Para tamaños de partículas grandes (similares a las del carbón pulverizado

- 120 μm) quemándose a altas temperaturas, la reactividad es fuertemente

controlada por la difusión del oxígeno a través de la capa límite que rodea

la superficie de la partícula. La velocidad de difusión del gas reactante

hacia una partícula está determinada por sus dimensiones externas, por lo

que la reactividad del char puede estar fuertemente influenciada por el

tamaño de partícula.

Es posible representar los mecanismos de control físico y químico en forma matemática,

57considerando un sistema carbón-oxígeno, y en que la pérdida de carbón por unidad de superficie

externa, estará dada por:

1RT

= 1RmT

1Rquimico

… (3.6.1)

En donde:

• RmT : Representa la velocidad a la cual las moléculas son transportadas a través de la

capa límite difusional a la superficie del char.

• Rquimico : Representa el caso donde no existe resistencia al transporte de las moléculas de

oxígeno a la superficie y la reacción química toma un tiempo finito.

Si la velocidad de reacción en la superficie es lo suficientemente rápida, permitiendo que la

concentración del oxígeno en la superficie sea cero. Luego, en el caso de las partículas esféricas,

éstas podrán ser tratadas como esferas impermeables, sin importar su estructura porosa , la cual

físicamente se reducirá desde la superficie exterior hacia el interior. Si se supone que la reacción

química del char se realiza a densidad constante de la partícula (ρA), la pérdida de masa de la

partícula de char estará dada por [79]:

−dmdt

=−4 r2Adrdt

=4r 2 RT… (3.6.2)

=−A

RT∫r0

0

dr … (3.6.3)

En donde, τ representa el tiempo total requerido para que se produzca la combustión

completa de la partícula (condición r → 0).

Si la mezcla se realiza en forma turbulenta entre el oxígeno y la partículas de char, y además

existe un movimiento relativo entre gas y partícula, el espesor de la capa límite podría disminuir y

por ende, mejorar la transferencia de masa entre el ambiente y la partícula. Para una velocidad

relativa u, la velocidad de transferencia de masa estará dada por [79]:

RmT ,u0

=RmT ,u=0⋅[1a⋅R eb⋅Scc ] … (3.6.4)

Considerando la ley de difusión de Fick, partículas estacionarias con respecto a su ambiente

58gaseoso, y que por cada molécula de O2 se liberan dos átomos de carbono como CO [79].

RmT=4832⋅[D0⋅ f m

d ⋅0]⋅[ TT 0 ]

0,75… (3.6.5)

Donde:

• ρ0 : Densidad del gas a condiciones estándar.

• T, T0 : Temperatura de la reacción (T) y a condiciones estándar (T0).

• fm : Fracción másica del oxidante en el seno del fluido.

• D0 : Coeficiente de difusión

De la ecuación anterior, se observa la dependencia inversamente proporcional de la

velocidad de transferencia con el diámetro de la partícula. Por ende, en el caso de que la partícula

sea de un tamaño muy pequeño y manteniendo las demás variables en una condición constante, el

proceso de transporte de masa (oxígeno) se realizará a una tasa mucho más rápida que la velocidad a

la cual se produce las reacciones en la superficie de la partícula. Cuando esta condición prevalece, la

velocidad cinética de la reacción controlará el consumo de la partícula de combustible y la

concentración del oxidante (oxígeno) cercana a la superficie no diferirá apreciablemente de la

concentración del oxidante en el seno del fluido [66].

La velocidad de reacción química en la superficie de la partícula, es considerada como un

proceso físico de 2 pasos; es decir, la adhesión o unión química de la molécula de oxígeno a la

superficie de la partícula (adsorción) y la desorción del oxígeno con el carbón desde la pared

superficial como un producto. Ambos procesos físicos gobernarán la velocidad de conversión

química, en particular, el número de átomos de carbono que se adhieren al oxígeno, controlando el

número de sitios activos en donde se producirán los productos (Oxígeno+Carbono).

La máxima velocidad de adsorción, puede ser obtenida suponiendo para cada molécula de

oxígeno que colisiona con la superficie de la partícula, necesita una energía de activación EADS, y

que producto de ésta, reacciona formando dos moléculas CO. No hay diferencia significativa si la

molécula de oxidante es O, o CO, ya que en ambos casos el producto desarrollado es de dos

moléculas de CO [66]. Por lo que la velocidad de adsorción química, estará dada por:

59

R quimicoAdsorcion

=[ 2⋅MW O2⋅PO 2

2⋅R⋅T⋅MW O2]⋅exp −

E ADS

R⋅T … (3.6.6)

Por lo tanto, la tasa de adsorción es proporcional a la presión de oxígeno (o concentración) y

por lo tanto es de primer orden con respecto a éste.

La máxima velocidad de desorción, puede ser determinada al asumir condición estacionaria

y que el átomo de oxígeno se encuentra adherido a cada átomo de carbón en la superficie. La

velocidad a la cual la molécula de carbón se convierte en CO, estará dada por [66]:

R quimicodesorcion

=12⋅R⋅T⋅C s

N 2⋅h⋅exp −

E ADS

R⋅T … (3.6.7)

Donde CS, representa el número de átomos de carbono por centímetro cuadrado de la red de

carbono. Por lo tanto, la tasa de desorción es independiente de la concentración de oxígeno, es decir,

de orden cero con respecto al oxígeno.

Por otra parte, en el proceso de combustión del char de biomasa, las transformaciones

químicas y físicas, se asemejan a la del carbón. Sin embargo, éstas presentan diferencias con

respecto a carbones de alto rango, ya que mantienen altos niveles de oxígeno y un bajo contenido de

hidrógeno, condición similar a carbones de bajo rango, además de una alta retención de nitrógeno en

chars de pino y en biomasa provenientes de cultivos (arbustos). Debido a que el char de biomasa no

desarrolla estructuras de grafito como el carbón bituminoso (contiene niveles más bajos de oxígeno

que la biomasa), su desorden estructural permite tener una mayor reactividad de la biomasa en las

últimas etapas de la combustión donde hay mayor cantidad de enlaces de carbón (más reactivo)

disponibles [80].

Durante el proceso de desvolatilización de la biomasa, todos los metales son retenidos en el

remanente (char). Una vez concluido el proceso, procede la vaporización del sodio y el potasio,

siendo mayor la liberación de sodio que potasio, debido a que este último es capaz de formar

compuestos intercalados con las moléculas de carbón, previniendo la evaporación de éste [3]. Sin

embargo, los metales contenidos en el char de biomasa realizan un efecto catalítico, lo que aumenta

la reactividad de éste[81]. En calderas de carbón pulverizado, donde predomina una rápida cinética

y la alta temperatura de combustión del char, el efecto catalítico se mantiene presente pero no es

60significativo, como lo es a bajas temperaturas [82].

Los modelos de combustión para carbón no son generalmente aplicables a la biomasa,

debido a que las moléculas son largas y físicamente complejas, presentando un gran problema al

plantear las ecuaciones de transferencia de masa y calor [81]. A diferencia de un carbón bituminoso

que mantiene una partícula suave y de forma esférica durante el proceso de desvolatilización, la

biomasa mantiene su forma inicial que es de forma irregular, asumiendo que la fragmentación no

ocurre [81, 82]. Por otro lado, la forma irregular de la partícula de biomasa afectará la aerodinámica

del proceso, por ende, la transferencia de masa y calor. Esto hace necesario el uso de coeficientes de

arrastre (CD)y factores de forma para las partículas de biomasa [82].

C D=24R e 1b1 R eb2 b3 R e

b4R e… (3.6.8)

con:

b1=exp2,3288−6,4581⋅2,4486⋅2 … (3.6.9)

b2=0,09640,5565⋅ … (3.6.10)

b3=exp4,9050−13,8944⋅18,4222⋅2−10,2599⋅3 … (3.6.11)

b4=exp 1,468112,258⋅−20,7322⋅215,8855⋅3 … (3.6.12)

En donde, φ representa la razón entre el área equivalente de una esfera que tiene el mismo

volumen de la partícula y el área superficial de la partícula.

En la modelación de la combustión de volátiles, generalmente se utilizan mecanismos de

reacción de 2 pasos (Ver Sección 3.4), acoplados a un modelo de turbulencia, de forma de relacionar

la reacción química con la aerodinámica del proceso. En el caso de co-combustión, los modelos para

cada combustible en particular, pueden ser utilizados considerando factores adicionales que en el

caso de la biomasa están relacionados con la naturaleza de las partículas de biomasa y

principalmente con la transferencia de calor (emisividad de la partícula, capacidad calorífica, etc.)

[83].

La gran parte de los modelos de combustión del char están basados en el modelo intrínseco

61de Smith [84]. Este supone que el orden de la reacción superficial con respecto al oxígeno es igual a

la unidad y que la velocidad de reacción en la superficie incluye los efectos de la difusión en el seno

del gas y reacción química. Para partículas de char de biomasa de gran tamaño, generalmente se

utiliza un modelo de reacción superficial de difusión limitada modificado por un factor de

corrección (ηen), debido a la no-esfericidad de las partículas[87].

dm p

dt=−4⋅⋅d p⋅Dox

f ox⋅ f⋅T oo

Sb⋅T pT oo⋅en … (3.6.13)

Donde,

• DOX: Coeficiente de difusión del oxígeno

• fOX: Fracción másica local del oxígeno en el gas.

• Sb: Estequiometría de la reacción C(s)+ SbO2 → COX, definida en términos de

masa de O2 por unidad de masa de char.

El factor de corrección (ηen), se obtiene al calcular la razón entre el flux másico de oxígeno

promedio en la superficie de una partícula elipsoidal y una partícula esférica equivalente[87], dada

por:

en=d p

d 2

4d

4L2

arcsin e e ∫

0

∞ d

d 2

4 L2

4 … (3.6.14)

Donde d, L y e son el eje menor, mayor y la excentricidad de la partícula elipsoidal,

respectivamente. En el modelo de difusión limitada, se supone que el diámetro de las partículas no

cambian, ya que la masa de las partículas disminuye, la densidad efectiva disminuirá y las partículas

de char se vuelven más porosas. La temperatura de la partícula durante la reacción superficial es

actualizada considerando un balance de energía que considera el calor generado por la reacción, la

transferencia de calor convectiva y la absorción/emisión de radiación en la superficie de la partícula.

m p⋅C p⋅dT p

dt=hconv⋅Ap⋅T∞−T p− f h⋅

dm p

dt⋅H reac p⋅Ap⋅⋅R

4−T p4 … (3.6.15)

Donde, Hreac es el calor liberado por la reacción en la superficie y fh es la fracción de este

62calor que es absorbido por la partícula.

3.7. Emisiones y material particulado

Las emisiones de contaminantes, son una preocupación que cada vez cobra mayor

importancia, debido a las regulaciones de emisiones que el Gobierno de Chile ha establecido durante

los últimos años, impulsando el uso de nuevas tecnologías que permitan cumplir con estas

regulaciones. Comúnmente las emisiones contaminantes, son clasificadas en 2 tipos:

1. Contaminantes no quemados.

2. Contaminantes que son producidos por la combustión.

Dentro de los contaminantes no quemados se incluyen el CO, HC, alquitrán, HAP, CXHY y

partículas de char [12]. Estos se producen comúnmente por una mala combustión, la cual es

producto de una baja temperatura de combustión, una mala mezcla entre aire/combustible, tiempo de

residencia insuficiente de los productos de combustión en el hogar. Generalmente, bajas emisiones

de estos contaminantes, están asociadas a condiciones de operación óptimas y altos niveles de

eficiencia de la caldera. Una manera efectiva de asegurar una eficiencia alta de combustión y

consecuentemente bajas emisiones es realizar la combustión por etapas [3, 88].

Por otro lado, la formación de contaminantes producto de la combustión a partir de la ceniza,

nitrógeno y azufre, está directamente relacionados con las propiedades del combustible. Estos

producen principalmente óxidos nitrogenados (NOX, principalmente NO, NO2 y N2O), óxidos de

azufre (SOX, principalmente SO2) y material particulado (MP). Producto de la combustión, pueden

emitirse gases ácidos (como el HCl) y metales pesados (en fase gaseosa o como una fracción de

ceniza condensada). Los metales pesados pueden presentarse en altas concentraciones en

combustibles biomásicos tales como desechos de madera, o madera que ha sido tratada o

pintada[89].

3.7.1 HAP - Hidrocarburos Aromáticos Policíclicos

Los Hidrocarburos Aromáticos Policíclos son compuestos químicos que consisten de anillos

aromáticos condensados (fenantreno, antraceno e isómeros de tres anillos condensados - C4H10),

conocidos principalmente por ser algunos de ellos cancerígenos. Debido a ésto, la Agencia de

63Protección del Medioambiente (EPA) de Estados Unidos, mantiene restricciones en cuanto a la

liberación de 16 HAPs cancerígenos. Algunos de estos son: Benz(a)antraceno y criseno (C18H32),

coroneno, Dibenz(a,h)antraceno (C20H14), indenzo(1,2,3-cd)pireno (C22H12)[90].

Los combustibles fósiles, se caracterizan por poseer una gran cantidad de material orgánico,

por ende altas concentraciones de HAPs, debido a que posee una estructura que permite la

formación de compuestos aromáticos policíclicos (CAP), bajo condiciones de pirólisis y

combustión. Los principales mecanismos de formación de HAP son [12]:

• Combustión Incompleta: Fragmentos de la estructura aromática del combustible son emitidos

y no completamente quemadas.

• Producto de la pirólisis y pirosíntesis: como consecuencia de cambios químicos durante la

combustión, reacciones como la ciclización de cadenas alkali y condensación de radicales

pueden formar componentes policíclicos a través de reacciones de polarización, las cuales

son favorecidas a través de la oxidación en regiones de la llama ricas en combustible.

Considerando que los combustibles biomásicos, usualmente contienen una menor

concentración de aromáticos que el carbón, los principales mecanismos en la emisión de HAPs por

la combustión de biomasa, provienen de los procesos pirólisis y pirosíntesis [12]:

En la figura 21, se presenta un esquema que presenta la secuencia de reacciones para la

formación de partículas de hollín [91]. Los radicales ethynil (C2H) son importantes precursores en la

formación de C4H2 y poliacetilenos superiores, cuya formación está dada por cambios químicos

producidos en la combustión.

Los HAPs formados (Figura 21), poseen características de radical, por lo que pueden ser

altamente reactivos, al convertirse en hollín (a través de la adición de poliacetilenos y crear

partículas de hollín), formar aromáticos polinucleares relativamente inactivos (éstos se forman por

arreglos intermoleculares y la remoción de algunos grupos de hidrocarburos) y experimentar

reacciones de ínterconversión a otras formas de HAPs.

64 +C2H2 +C2H2 H2 +C2H2 H2

C2H C4H3 C6H3 … C2nH3 (poli)acetilenico radicales

+H +H +H

C4H2+H2 C6H2+H2 C2nH2+H2 polyacetylenes

Figura 21. Esquema de reacciones en la formación de hollín [91].

Por otra parte, el crecimiento de las partículas de hollín está influenciado por campos

eléctricos. El mecanismo iónico, para la formación incipiente de hollín, exige una nucleación iónica

y el crecimiento resultante, a partir de las etapas de chemi-ionización. Las reacciones iónicas con

que el proceso se inicia son:

CHOCHO+e - … (3.7.1)

y/o CH *C 2 H 2C3 H 3*e- … (3.7.2)

Una gran cantidad de mecanismos han sido propuestos para la oxidación del hollín, siendo

los mecanismos de Lindsted-Jones y Fenimore, los que prevalecen, considerando que el radical OH

es el principal causante de la oxidación del hollín.

Un indicador general es la razón crítica C/O la cual define los límites de formación de hollín.

Velocidades de mezclas entre combustible y aire intensas, incrementan la homogeneidad de la razón

C/O en la llama, permitiendo una disminución local de la razón C/O, la que a su vez produce

condiciones más favorables para la oxidación del hollín, que su formación y crecimiento.

3.7.2 Emisión de Monóxido de Carbono - CO

El Monóxido de Carbono (CO) es un producto intermediario, que presenta una gran

estabilidad en altas concentraciones (a una temperatura de llama adecuada) y el que reacciona en

+Otros AR y PAR, and ciclización

HAP

Partículas de Hollín

+Otros poliacetilenos, y coalesencia

65zonas ricas en oxígeno (ecuación de reacción 3.4.2). Sin embargo, presenta una relativa resistencia a

la oxidación, por lo que su velocidad de oxidación está determinada con respecto al tiempo mínimo

de residencia en el torbellino de llama requerido para obtener una combustión completa. Otra fuente

de producción de CO, es en presencia de agua (ecuación de reacción 3.4.5).

Brouwer et al.[92], realizaron estudios sobre la reducción de emisiones al combustionar

mezclas de carbón con desechos de madera en dos equipos diferentes, una caldera con un quemador

de parrilla y una caldera que opera con carbón pulverizado. Sus resultados revelan una disminución

en las emisiones de NOX y CO para ambos casos (Figura 22 y 23 respectivamente), para mezclas del

20% de biomasa.

Figura 22. Formación de contaminantes en la co-combustión de biomasa con carbón para quemadores a parrilla[92]

Figura 23. Efectos de la co-combustión de biomasa con carbón en la emisión de contaminantes en función del porcentaje de gas de reciclo y para una estequiometria de 1.28. [92]

La formación de CO se asocia con un bajo exceso de aire (Ver Figura 22), tiempo de

residencia insuficiente, inadecuada temperatura de llama y en donde las reacciones son controladas

por efectos difusionales debido al alto contenido de ceniza en la composición del combustible [12].

66Spliethoff et al. [10], establecen que la emisiones de CO puede ser correlacionadas en forma directa

con el porcentaje de quemado (100% - Combustión completa). Sin embargo, en su ensayos están

centrados en determinar tamaños de partícula adecuados, de forma de garantizar una correcta

ignición (Figura 24) y al existir una relación directa entre el porcentaje de quemado, se produce una

reducción en la emisión de CO.

Figura 24. Porcentaje de quemado para pre-mezcla de biomasa con carbón.[10]

La obtención de curvas de CO, presentan gran utilidad en la validación de modelos CFD de

combustión.

3.7.3 Emisión de Óxidos de Nitrógeno - NOX

El término NOX hace referencia a un grupo de gases altamente reactivos, como el óxido

nítrico (NO) y dióxido de nitrógeno (NO2), que son unos de los principales causantes del smog

(ozono fotoquímico), calentamiento global y lluvia ácida. Su formación depende de 3 mecanismos

distintos (Figura 25), dependientes de la temperatura y el contenido de N2 en el combustible y en el

aire de combustión.

El nitrógeno contenido en el carbón, se presenta principalmente en la forma de XN (HCN,

H3N, etc) y al oxidarse en el frente de llama en presencia de radicales CX se transforma en

diferentes tipos de óxidos, representados por NOX (NO, NO2), conocido como NOX del combustible.

La oxidación del N2 del aire a NOX ocurre a temperaturas mayores del 1800 K, y es conocido como

NOX térmico. La oxidación del N2 proveniente del aire de combustión en presencia de hidrocarburos

es conocido como NOX “prompt” o espontáneo, en donde el HCN es uno de los intermediarios mas

67importantes. Las emisiones de NOX producidas por mecanismos térmicos o provenientes del

nitrógeno contenido en el combustible biomásico en quemadores tangenciales, se desarrollan en

forma análoga a lo que ocurre en la combustión de carbón [94]. Sin embargo, al poseer la biomasa

un mayor contenido de materia volátil, hay una mayor formación de zona ricas en combustible que

en la combustión del carbón en zonas cercanas al quemador[95].

Figura 25. Mecanismos de formación de NOX [12].

En la combustión de carbón, la mayor contribución en la formación de NOX es la proveniente

de la conversión del N2 contenido en el combustible a NO, constituyendo entre el 70-90% del NOX

producido [96]. Sin embargo, al reemplazar un porcentaje en masa del carbón, ello se traduce en una

menor disponibilidad de nitrógeno para la formación de NOX [95] (Ver figura 26).

Figura 26. Emisión de NOX para diferentes mezclas de carbón con chips de madera [95].

A. NOX – Térmico

La formación de NOX-Térmico se basa en el modelo o mecanismo de Zeldovich [67], el cual

68está constituido por las siguientes reacciones elementales [55] :

ON 2k 1 NON ; k1=1,8⋅1014exp −318kJ /mol

RT

cm3

mol⋅s… (3.7.3)

NO2k 2 NOO ; k 2=6,4⋅109⋅T exp −26 kJ /mol

RT cm3

mol⋅s… (3.7.4)

NOH k 3 NOH ; k3=3,8⋅1013 cm3

mol⋅s… (3.7.5)

La fase de formación de NO a partir de las ecuaciones 3.7.3, 3.7.4 y 3.7.5, estará dada por:

d [NO ]dt

=k1[O ][N 2]k2[N ] [O 2]k3[N ] [OH ] … (3.7.6)

d [N ]dt

=k1[O ][N 2]−k2[N ] [O2]−k3[N ] [OH ] … (3.7.7)

Asumiendo una condición cuasi-estacionaria para la concentración de átomos de nitrógeno

(d[N]/dt=0), se obtiene:

d [NO X ]dt

=2⋅k 1[O ][N 2] … (3.7.8)

La ecuación 3.7.8 sugiere 3 alternativas para producir una disminución en la producción de

NOX-Térmico: disminuir el “peak” de temperatura en la llama, reducir las concentraciones de

oxígeno y/o de nitrógeno.

B. NOX – Combustible

La formación de NOX-combustible está asociado a la reducción de N2 proveniente de la

composición del combustible, debido a la reducción de las concentraciones de las especias activas y

de la temperatura de la llama. La formación de NO proveniente del N2 del combustible es

fuertemente influenciado por la presencia de zonas ricas en aire.

El N2 del combustible se transforma para formar respectivamente HCN y NHX (ej. NH3)

durante la devolatilización y la combustión de las partículas de char. La conversión de HCN a NH3,

de NH3 a NO (o a N2), y el consumo de NO por parte de los radicales libre de hidrocarbono (CHX)

esta gobernada por la mezcla turbulenta y la estequiometría local [93].

69HCN O⇔ NCOH … (3.7.9)

HCNO⇔NHCO … (3.7.10)

HCNO⇔CNOH … (3.7.11)

Los intermediarios en las reacciones (ecuaciones 3.7.9, 3.7.10, 3.7.11) se oxidarán en

presencia de oxígeno para formar oxido nítrico. Las siguientes reacciones controlarán el proceso de

formación de NO:

NCOO⇔NOCO … (3.7.12)

NHOH ⇔NOCO … (3.7.13)

CNO⇔ NCO OH

O 2

NO … (3.7.14)

En zonas ricas en combustible, la [H]>[OH]>>[O], promoviendo la formación de nitrógenos

hidrogenados, NH2, los cuales pueden formar finalmente especies como NH3 y N2. Las reacciones

que controlan el proceso de formación de estas especies estarán dados por:

HCNOH NH 2CO … (3.7.15)

NH 2RH NH 3R … (3.7.16)

NH 2NON 2 H N 2 … (3.7.17)

Por otra parte, los radicales de hidrocarbonos y las partículas de carbón ubicadas en zonas

ricas en combustible consumirán una parte del NO producido (Reciclo de NO), bajo las siguientes

reacciones:

CH XNO HCN … (3.7.18)

CNO N 2CO … (3.7.19)

Una vez que el nitrógeno es convertido en HCN, rápidamente se transforma en NHX, el cual

reacciona para formar NO y N2. De las ecuaciones de reacción anteriores, se observa la importancia

del HCN como precursor de los compuestos intermedios. De Soete correlaciona la velocidad de

formación de NO y la descomposición de reacciones de primer orden que ocurren en forma paralela

70y que compiten por el NO [96, 97].

d [N 2]dt NO N 2

=3⋅1012⋅Y CN Y NOb exp−30000/T kg/m3⋅s … (3.7.20)

d [NO ]fdt HCN NO

=1010⋅Y CNY O2b exp −33700/T kg /m3⋅s … (3.7.21)

En donde b es el orden de la reacción para el oxígeno molecular que a su vez es función de la

concentración de oxígeno. Las dos velocidades de reacción deben ser incluidas en las ecuaciones de

transporte de HCN y NO.

C. NOX – Espontáneo

El NOX espontáneo (Prompt-NOX en inglés) es formado por las reacciones del N2 con

radicales derivados del combustible como CH y CH2 en regiones cercanas a la zona de llama. Un

mecanismo cinético global es utilizado para predecir la emisión de NO espontáneo [93, 96]:

d [NO ]pdt

=f⋅T Apr [O2]a[N 2] [CH X]

bexp Ea /RT … (3.7.22)

En donde:

• f : factor de corrección aplicable para hidrocarburos. En donde, “c” depende

de la materia volátil de combustible y λ es el porcentaje exceso de aire [97].

f =4,750,819⋅c−23,2

322 −

12,23 … (3.7.23)

• Tβ: factor de corrección a la ecuación de Arrhenius, para condiciones de

máxima y mínima temperatura de llama.

• Apr : Factor pre-exponencial.

• a,b : Constantes para la reacción del oxígeno y del combustible

respectivamente.

El exponente constante para la concentración de oxígeno (a) varía entre 0 y 1, cuyo valor

dependerá directamente de las condiciones de la llama y en gran medida de la fracción molar de la

concentración de oxígeno [O2] [97]:

71

a={ 1,0 [O2]4,1 x10−3

−3,95−0,9 ln [O2] 4,1 x10−3[O2]1,1 x10−2

0 [O2]0,03 } … (3.7.24)

3.7.4 Emisión de Óxidos de Azufre – SOX

La mayoría de los combustibles biomásicos posee pequeñas concentraciones de azufre en su

composición elemental (Ver Tabla 1). El 75% del azufre contenido en la biomasa es liberado en fase

gaseosa durante la pirólisis [12], permitiendo la oxidación del azufre y la formación de compuestos

como SO2, SO3 y sulfatos alcalinos durante el proceso de combustión. En donde, el SO2 representa

el 95% de las emisiones de SOX [95].

Peters et al., presenta un esquema simplificado de las transformaciones del azufre en la

combustión de biomasa [101]. Según la figura 27, el contenido de azufre en la biomasa se presenta

enlazada con materia orgánica y sales minerales (inorgánicos de azufre) los cuales siguen diferentes

vías de reacción. La captación de azufre en la materia orgánica representa entre un 10 y 13% del

azufre del combustible, por la formación de alcalinos térreos [100].

Figura 27. Esquema simplificado de Peters para las transformaciones del azufre bajo condiciones de oxidación y reducción [101].

A. Azufre enlazado Orgánicamente

Durante el proceso de desvolatilización y para temperaturas menores a 500 °C, el azufre

orgánico posee 3 vías de reacción en las cuales se produce azufre gaseoso, sulfuro de

hidrógeno, o SO2. Estos productos experimentan reacciones durante las cuales el azufre se

72adhiere al char para temperaturas mayores a 600 ºC. Por otra parte, el sulfuro de hidrógeno

tiende a formar sulfuros alcalinos y en conjunto con el azufre ligado a la partícula de char,

constituyen los principales productos durante la pirólisis y la gasificación de la biomasa [101].

En presencia de metales alcalinos, el SO2 reacciona para formar sulfatos alcalinos, tales como

K2SO4 y Na2SO4 [100].

B. Azufre enlazado Inorgánicamente

Las sales alcalinas de azufre procedentes de la descomposición del azufre-orgánico,

posterior a la desvolatilización, reaccionan a temperaturas mayores a 600 °C. Bajo esta

condición, el CO reduce los sulfatos a sulfitos alcalinos, los que al ser oxidados, forman SO2.

Para lograr esta reducción, se requiere de un ambiente oxidante en presencia de silicato de

aluminio (T> 800 °C) o vapor de agua (T> 1000 °C). Para temperaturas mayores a 1000 °C, es

posible la evaporación de sulfatos en combustibles biomásicos con bajo contenido de

silicato[101].

A pesar de que la presencia de azufres en los combustibles está asociada con problemas en

los niveles de emisiones, ésta posee un lado positivo desde el punto de vista de captación de material

particulado. La importancia en la reducción de las emisiones de SOX, es que desempeñan un rol

importante en la corrosión de los componentes de la caldera [95]. En el caso de co-combustión, la

reducción en las emisiones de SO2 se obtienen al reemplazar carbón con alto contenido de azufre por

biomasa y por la captación de SO2 en las cenizas alcalinas durante la combustión de la biomasa [99,

10]. Sin embargo, Peters et al [101], menciona que el nivel de emisiones de SO2, en la co-

combustión de biomasa con carbón, dependerá de la presencia de cloruro de potasio producto de su

mayor reactividad con silicatos de aluminio que con compuestos de azufre, produciendo una

disminución en la captación de azufre en la ceniza. Zheng et al [102], estudió el efecto de la

biomasa al co-combustionar con carbón sobre la ceniza. A partir de sus resultados, éste sugiere que

el conocimiento de las razones molares de K/Si, K/(S+Si), S/Cl y Ca/Si puede usarse para la

predicción en la formación de cloruro de potasio y de azufre. En base a ésto, Peters et al [101]

recomienda una razón de S/Cl mayor a 2,0 con el fin de proteger el equipo de la corrosión. En la

Tabla 11, se presentan razones molares recomendadas para carbón.

73

Figura 28. Razón de conversión del azufre función del porcentaje de biomasa para diferentes mezclas de biomasa con carbón [10].

Spliethoff et al [10], estudió la influencia de la biomasa en la co-combustión para mezclas de

carbón con biomasa, en la emisión de SO2.. En la Figura 28, se presenta la razón de conversión del

azufre para diferentes mezclas de biomasa con carbón. Éstos concluyen: que las emisiones de SO2 se

correlacionan fuertemente con el contenido de azufre del carbón y que la disminución en la emisión

de SO2 se produce por incrementar el porcentaje de biomasa de la mezcla (Figura 29), disminuyendo

la concentración de S en la composición elemental de la biomasa respecto a la del carbón y

incrementando la captación de azufre en la ceniza, producto de reaccionar con compuestos del tipo

alcalino-térreo tales como CaO y MgO (Figura 30).

Figura 29. Emisiones de SO2 para diferentes mezclas de biomasa con carbón (sew. sl. – sewage sludge ; Misc - Miscanthus) [10].

74

Figura 30. Contenido de azufre en la ceniza para diferentes mezclas de biomasa con carbón [10].

3.7.5 Emisión – Normativas.

Actualmente, la regulación Europea se presenta como la más exigente en cuanto a la emisión

de gases contaminantes para plantas térmicas. En el año 2001, la Unión Europea (UE) estableció por

decreto que todas las plantas existentes y futuras que combustionen combustibles sólidos (carbón)

mayores a 300 MWth deberán cumplir con el valor límite de emisión para SO2 de 200 mg/Nm3 @

6% O2, NOX de 500 mg/Nm3 (para plantas mayores a 500 MWth) y el cual disminurá a 200 mg

NOX/Nm3 en 2016. En el caso de que el combustible sólido sea biomasa, el límite para el SO2 es de

200 mg/Nm3 (independiente del nivel de potencia), con el objetivo de fomentar el uso de co-

combustión en plantas a carbón existentes [103].

A nivel nacional, se están realizando esfuerzos para la reducción de emisiones, en parte por

los planes de descontaminación de diferentes ciudades. En el año 2009, se presenta el anteproyecto

que norma la emisión para Termoeléctricas, en que su artículo 4° define los límites máximos de

emisión, los cuales se resumen en la siguiente tabla.

75Tabla 10. Límites de emisión para termoeléctricas existentes / nuevas (mg/Nm3).

CombustibleMaterial

Particulado(MP)

Dióxidode Azufre

(SO2)

Oxido de Nitrógeno

(NOX)

Sólido 50 / 30 200 / 200 400 / 200

Líquido 30 / 30 30/10/11 200 / 120

Gas Natural n.a. n.a. 50 / 50

Otros Gases n.a. 100 / 100 50 / 50*Considerando condiciones Normales a 25°C y 1 atmósfera. (n.a - no aplica) al 6 %O2 en base seca para comb. sólidos y 3% para gaseosos.

3.8. Deposición de ceniza - “Slagging & Fouling”

El escoriamiento y el ensuciamiento (“slagging” y “fouling” en inglés) de la caldera, se

producen por la condensación y/o solidificación de los compuestos que se forman a partir de

reacciones de los elementos que componen la ceniza, generalmente son elementos del tipo alcalino

como el sodio y potasio. Algunos de estos compuestos adquieren un comportamiento plástico,

debido a que alcanzan su punto de fluidez en zonas de alta temperatura en el hogar. El caso

contrario, en zonas de bajas temperaturas éstas se solidifican adhiriéndose a las paredes y

adquiriendo gran dureza, siendo muy difícil su eliminación.

Generalmente los constituyentes ácidos de las cenizas de carbón, varían entre 20 a 90%

(dependiendo del tipo y procedencia del carbón), con lo cual, porcentajes altos de éstos producirán

una escoria de alta viscosidad y con una elevada temperatura de fusión. Por otro lado, los

componentes básicos de las cenizas oscilan entre 5 y un 80%. En estos extremos se produce escoria

con un alto punto de fusión, en cambio en niveles de 30% a 40% de estos componentes, se produce

escoria con un bajo punto de fusión.

Baxter et al. [104] enfocó sus estudios en los problemas de deposición de ceniza y corrosivos

durante la combustión de carbón y biomasa. Este propone un modelo para describir la deposición de

la ceniza en combustores para combustibles sólidos y presenta características de deposición de

ceniza en la combustión de biomasa. El mecanismo principal en la deposición de ceniza está

relacionado con los tipos de materia inorgánica presente en la mezcla de combustible y con las

condiciones de combustión. Las propiedades de deposición como tenacidad, emisividad,

conductividad térmica y la morfología son discutidas en relación a las características del

76combustible y a las condiciones de operación. Este concluye que la velocidad de deposición en la

combustión de biomasa alcanzará su máximo en forma temprana, para después disminuir

monotónicamente. Al comparar los depósitos de la combustión de carbón con aquellos provenientes

de la combustión de biomasa, la tenacidad y fuerza son mayores en biomasa, requiriendo mayores

esfuerzos para la remoción de éstos. Además Baxter et al, concluyen que las propiedades de los

depósitos pueden ser anticipadas con una precisión razonable basado en su composición elemental y

mediante razones entre varios mecanismos de deposición(Ver Tabla 11).

Durante el proceso de combustión, los componentes inorgánicos como Na, K, Pb, Zn y Be,

son volatilizados durante la combustión, y son condensados a temperatura de rocío. Lee et al. [107],

estudian el ensuciamiento de superficies de transferencia de calor en plantas a carbón. Este

fenómeno se produce por la colisión de las partículas con la superficies dentro de la caldera. Según

Lee, existen tres formas diferentes de condensación de una partícula, por lo que cada una posee un

rol importante en la formación de depósitos de ceniza:

1. Una parte de los componentes inorgánicos volatilizados puede ser condensada

homogéneamente para formar nubes de aerosoles submicrónicas (≤ 0,5 μm), y

subsecuentemente se deposita por termodifusión en las superficies de transferencia de calor.

Lee et al. [107], también detallan que la cantidad de partículas de aerosol submicrónicas se

verá incrementada con la temperatura de combustión.

2. Parte de los componentes inorgánicos volatilizados son condensados heterogéneamente

produciendo una gran masa de partículas flotantes. Cuando la capa de líquido está presente

sobre la superficie de la partícula al momento del impacto, una gran parte de la energía

cinética es disipada debido al efecto viscoso. El efecto viscoso previene que la partícula

rebote, incrementando significantemente la velocidad de deposición. Por ende, la

importancia de la condensación de los elementos volátiles en la formación de depósitos de

escoria adherida a las paredes.

3. La fracción restante de los componentes inorgánicos volatilizados son condensados y

depositados en la superficie. En este caso, la probabilidad de adhesión a la superficie

aumenta. Por lo tanto, las partículas secas, como también las partículas con cierta adherencia,

pueden ser capturadas por la condensación sobre la superficies de deposición.

77

Figura 31. Esquema de la producción de ceniza durante la combustión [107].

En base al esquema de formación presentado por Lee et al. [107] (Ver Figura 24), las

partículas de ceniza de mayor tamaño en suspensión se forman por mecanismos de coalescencia,

mientras que las partículas más finas y las partículas con superficies revestidas se producen como

resultado de la vaporización y la condensación de los elementos inorgánicos volátiles .

Walsh et al.[108], estudia el comportamiento del sodio y la formación de partículas con

superficie revestida para carbón tipo lignito, en donde propone, que el espesor de la capa adherente

(δp) formada por la condensación de sulfato de calcio estará dada por:

p=Y Na2 SO4

MW Na2 SO4

MW Na2 O

˙ash

Na2 SO 4

d p2s

6 d p[1−exp −t

] … (3.8.1)

=ashd p

2s

6 Shp DNa2 SO4ash

… (3.8.2)

donde:

• i : Densidad aparente de la especie i (kg/m3).

• (dp)s : Area superficial geométrica externa ponderada para un tamaño de partícula medio

(m).

• τ : Tiempo característico para la condensación de sulfatos de sodio en la(s) partícula(s).

• αi : concentración de la especie i en los gases de combustión (kg/m3).

78• Shp : Número de Sherwood (adimensional).

Lee et al. [107], asume que el espesor de la capa adherente en la superficie depositada (δs) es

igual al espesor de la capa adherente sobre la partícula (δp), la cual tendrá la mitad del diámetro

medio de las partículas de ceniza en suspensión (dm), por lo que al re-escribir la ecuación 3.8.1:

s=Y Na2 SO4

MW Na2 SO4

MW Na2 O

p

Na2 SO4

d p2s

3dm[1−exp−t

] … (3.8.3)

Los resultados obtenidos por Lee et al., permiten predecir con gran precisión la formación de

ceniza de carbón depositada sobre las superficies internas de una caldera que opera a carbón.

Figura 32. Análisis elemental para diferentes tipos de combustibles y mezclas. [109]

En el caso de la formación de ceniza de biomasa, ésta puede ser predecida a partir de la composición

de la materia inorgánica [109]. A pesar que la biomasa presenta un menor contenido de cenizas que

el carbón, el contenido de la ceniza puede variar grandemente dependiendo del tipo de biomasa

(Figura 32). La ceniza de carbón generalmente está compuesta por silicatos de aluminio, arcillas y

cuarzo, mientras que la biomasa se compone de cuarzo, fosfatos inorgánicos, sulfatos y cloruros.

Los mecanismos relacionados con la formación de escoria en la biomasa son la vaporización,

condensación y la coagulación/aglomeración. Durante la combustión, una significativa cantidad de

metales alcalinos y cloruros son vaporizados en forma HCl, KCl, K2SO4, Na2SO4 y NaCl en fase

gas. Estos gases disminuyen su temperatura en zonas de intercambio de calor (paredes de tubos e

intercambiadores) de la caldera, produciéndose la condensación y la formación de escoria sobre

éstos.

79Tabla 11. Índices de propensión al escoreamiento y/o ensuciamiento de equipos a combustión.[106]

80El mecanismo de condensación se describe como la conversión de un gas a partícula, la cual

se produce cuando los compuestos inorgánicos en los productos de combustión se encuentran

sobresaturados, en la transición en que los gases se mueven de la zona radiante a la zona de

intercambiadores. A medida que el gas (metales alcalinos y cloruros vaporizados) se enfrían, éstos

se mueven hacia una condición de equilibrio, desde una fase líquida a una sólida. Strand et al.

[115], plantea que existen 2 rutas para la condensación del vapor de materia inorgánica.

El vapor que pasa por conversión de gas a partícula tiende a formar aerosoles por medio de

nucleación homogénea, o por condensación heterogénea sobre las partículas existentes arrastradas

por los productos gaseosos de la combustión. Los vapores y aerosoles comienzan a formar partículas

de mayor tamaño mediante la coagulación y aglomeración, para finalmente formar partículas de

escoria de diferentes tamaños y composición química.

Figura 33. Formación de partículas por nucleación homogénea [109].

La nucleación homogénea se produce cuando un vapor “nuclea” para formar una nueva fase,

sólida o líquida, sin la necesidad de una superficie [112]. En la Figura 33, esquematiza la

convergencia de las moléculas de gas para formar un núcleo (nucleación), debido a una

aglomeración de vapores tiende a formar partículas de diferentes tamaños. Este núcleo puede

aportar como una superficie en suspensión, para la condensación de otras moléculas de gas [112].

Para predecir el tipo de nucleación se calcula el coeficiente de saturación. Este se define como la

razón entre la presión parcial y la presión de vapor del gas de condensación. La nucleación

homogénea se produce cuando el coeficiente de saturación es mucho mayor a 1. Sin embargo, la

nucleación homogénea depende de la velocidad de enfriamiento de la combustión y del tamaño, así

como también, del número de sitios existentes disponibles para la condensación [112]. Si las

superficies de las partículas ya están presentes en el sistema, es más probable que la condensación se

produzca en forma heterogénea.

81

Figura 34. Condensación Heterogénea sobre la superficies [109].

La condensación heterogénea se produce cuando los vapores condensan en una superficie de

la misma especie o sobre una superficie intercambiadora, como se muestra en la Figura 34. Según

Jacobson [112], la condensación heterogénea se produce cuando el coeficiente de saturación es

cercano a 1. Para la condensación heterogénea se requiere de una superficie para que las partículas

y/o vapores puedan incrustarse o condensar. En la combustión de biomasa, éstas partículas son

comúnmente compuestos de baja volatilidad, como óxidos de Ca, Mg y Si o minerales no

volatilizados que se han fragmentado [113, 114]. Las cenizas en suspensión formadas a partir de

nucleación homogénea, poseen tamaños menores a 1 (µm). En cambio, partículas formadas por

inorgánicos y mediante condensación heterogénea poseen tamaños por sobre 1 (µm). Sin embargo,

las partículas de ceniza producida a partir de la nucleación homogénea pueden alcanzar tamaños

mayores al coagular. La coagulación se produce cuando partículas esféricas de aerosoles coalicionan

y se adhieren a otras, formando partículas esféricas de mayor tamaño [112].

Figura 35. Esquema conceptual del modelo de Doshi et al., para determinar la formación de ceniza

en co-combustión de carbón/biomasa [109].

Doshi et al.[109], proponen un modelo para predecir la formación de cenizas durante la co-

combustión de biomasa con carbón. Mediante un método analítico es capaz de determinar las

82concentraciones de KCl, NaCl, K2SO4 y Na2SO4 para diferentes tipos de biomasa (chips de madera,

paja y corteza de madera) mediante el análisis de muestras de pH.

El esquema conceptual y la interacción entre los dos combustibles se presenta en la Figura

35. En donde, la formación de ceniza depende de la posibilidad y el alcance de la fragmentación o la

coalescencia de las partículas de carbón. Lo mismo es válido para el comportamiento de la materia

mineral en la biomasa durante la combustión. Desde el punto de vista de la interacción de

inorgánicos entre la biomasa y el carbón, Doshi concluye que el carbón ejerce un efecto regulador

sobre los metales alcalinos de la biomasa, lo que reduce la liberación de gases alcalinos que son los

causantes de los problemas de deposición y corrosión en co-combustión. El modelo además se basa

en que la condensación heterogénea es el principal mecanismo que permite condensar la materia

inorgánica en los gases de combustión. Sin embargo, el autor menciona que para el modelo es

necesario un trabajo adicional, para incluir la distribución de tamaño de partículas, en la

condensación de cenizas a través de los procesos de aglomeración y coagulación.

3.9. Aspectos de los fenómenos del transporte en la combustión.

Todo fenómeno físico-químico que sea modelado, esta gobernado por 3 ecuaciones

fundamentales de transporte (Continuidad, Energía y Cantidad de Movimiento). En la ecuación de

continuidad se modela la formación, consumo y concentración de cada especie química presente en

el proceso de combustión, el cual se obtiene, describiendo los mecanismos de convección, difusión y

las fuentes de reacción para cada componente, además se incluyen los modelos de formación de

gases como el SOX, NOX térmico, espontáneo y del combustible. En la ecuación de energía se

relaciona la energía producida por la combustión de la partícula con un medio fluido, mediante los

mecanismos de convección y radiación, de la cual se obtienen perfiles de temperatura y

concentraciones que dependan de la temperatura. La ecuación de cantidad de movimiento, permite

modelar la fluidodinámica del sistema, e integrar la turbulencia en las ecuaciones de continuidad y

energía, produciendo variaciones en los perfiles de concentración y temperatura. Estas ecuaciones

son presentadas en las secciones siguientes, en las cuales se incorporan los modelos presentados en

secciones anteriores (desvolatilización, combustión de char, etcétera).

833.9.1 Ecuación de Continuidad – Transporte de Especies.

Para resolver la ecuación de conservación de especies químicas, se predice la fracción

másica en forma local para cada especie, Yi, a través de la resolución de la ecuación de difusión para

i especies.

∂Y i∂ t

∇⋅v Y i=−∇⋅J iRiS i ...(3.9.1)

Dado que la combustión de carbón pulverizado se desarrolla en régimen turbulento, el

transporte difusivo estará dada por:

J i=−⋅Di ,m t

Sc t ∇ Y i ...(3.9.2)

Sc t=t

Dt...(3.9.3)

Donde:

• µt: Viscosidad turbulenta.

• Dt: Difusividad turbulenta.

• Di,m: Coeficiente de difusión para la especie i en la mezcla.

• Sct : Es el número de Schmidt turbulento.

Los términos R y S, representan las velocidades de reacción de generación y consumo de una

especie. Donde, la velocidad de formación global de una especie i por reacción química se

determina como la suma de velocidades de formación para NR reacciones.

Ri=M w , i∑r=1

NR R i ,r ...(3.9.4)

Donde Mw,i es el peso molecular de la especie i y Ri,r es la velocidad molar de

formación/consumo para la especie i en la reacción r.

Para determinar la velocidad molar de formación y de consumo, se dispone de:

84A. Modelo de velocidad finita laminar (“Laminar finite-rate model”):

El efecto de las fluctuaciones turbulentas son ignoradas, y las velocidades de reacción son

determinadas por expresiones del tipo Arrhenius (Ecs. 3.9.5, 3.9.6 y 3.9.7). Este modelo proporciona

un buena exactitud para llamas laminares. Sin embargo, en general es inexacto para llamas

turbulentas, debido a la alta nolinealidad de la cinética química, aunque es aceptable para pequeñas

turbulencias [110].

Ri ,r=Γ(v i ,r' ' −vi , r

' )⋅(k f ,r∏ j=1

NC j ,r

η j , r'

−kb ,r∏ j=1

NC j ,r

v j , r' ' ) ...(3.9.5)

k f , r=A rT r exp−Er

R T ...(3.9.6)

k b ,r=k f , r

K r...(3.9.7)

Con:

• v'i,r : Coeficiente estequiométrico para el reactante en la reacción r.

• v''i,r: Coeficiente estequiométrico para el producto en la reacción r.

• kf,r : Constante de velocidad de formación de producto para la reacción r.

• kb,r : Constante de velocidad para la reacción r reversible.

• Cj,r : Concentración molar de la especie j en la reacción r (kmol/m3).

• η'j,r : Exponente de “velocidad” para la especie reactante j en la reacción r.

• η''j,r : Exponente de “velocidad” para la especie producto j en la reacción r.

• Ar : Factor pre-exponencial.

• βr : Exponente adimensional para la Temperatura.

• Er: Energía de Activación (J/kmol).

• R : Constante Universal de lo gases (J/kmol K).

• Kr : Constante de equilibrio para una reacción de orden r.

B. Modelo de disipación de vórtices (“Eddy-Dissipation Model”).

Este modelo fue presentado en 1977 por Magnussen and Hjertager, en el cual la turbulencia

influencia las ecuaciones de reacción. Este modelo supone que el combustible combustiona

85rápidamente (por ejemplo, combustión de carbón pulverizado). En donde, la velocidad de formación

de una especie i por una reacción de orden r, estará dada por el mínimo valor de R i,r obtenido entre

las siguientes expresiones [110]:

Ri ,r=v i ,r' M w ,i A

kmin

R Y R

v R, r' M w, R

...(3.9.8)

Ri ,r=v i ,r' M w ,i A B

k∑ p

Y p

∑j

Nv j ,r

' ' M w , j

...(3.9.9)

Donde:

• Yp : Fracción másica de la especie producto.

• YR : Fracción másica de un reactante.

• A : Constante empírica igual a 4 [110].

• B: Constante empírica igual a 0,5 [110].

C. Modelo de conceptual de disipación de vórtices (“Eddy-Dissipation-Concept”) - EDC:

Este modelo es una extensión del modelo de disipación de vórtices para incluir en forma

detallada mecanismos químicos en flujos turbulentos [111]. Este supone que la reacción ocurre en

pequeños vórtices, llamados de pequeña escala, y que ocurre a presión del reactor constante, con

condiciones iniciales obtenidas de las especies presentes y la temperatura de la vecindad. La

fracción de la longitud de una pequeña escala esta dada por [110]:

°=C k2

1 /4

...(3.9.10)

Donde ° denota cantidades de pequeña escala, Cξ representa la fracción volumétrica

constante igual a 2,14 y ν representa la viscosidad cinemática. La fracción volumétrica de las

pequeñas escalas es calculada como ξ°3. Las especies presentes en la reacción se supone que

reaccionan en un tiempo dado y que son dependientes de ecuaciones de velocidades del tipo

arrhenius (Ec. 3.9.5), el que está dado por:

°=0,4082 1/2

...(3.9.11).

86En donde, el término Ri de la ecuación 3.9.1 es modelado por:

Ri= °2

° 1−°3Y i

°−Y i ...(3.9.12).

En que Yi° corresponde la fracción másica de una especie de pequeña escala, después de

reaccionar en un tiempo τ°. Este modelo solo es recomendable cuando las limitaciones difusionales

son mayores que las limitaciones cinéticas (números de thiele altos).

3.9.2 Cantidad de Movimiento – Modelo de Turbulencia.

En general, la gran mayoría de los procesos de combustión se llevan a cabo en condiciones

de alta turbulencia. Una característica de los flujos turbulentos, es que son campos de velocidades

fluctuantes, que producen variaciones en la cantidades transportadas en forma de concentración o

energía. Al escribir las ecuaciones de transporte, estas son dependientes del tiempo, por lo que son

promediadas con el fin de reducir el costo computacional (Ecuaciones de Navier-Stokes). Sin

embargo, al desparecer el término dependiente del tiempo se introducen términos en forma de

disipación de energía, lo que dan a los modelos de turbulencia, siendo el modelo k-ε el mas utilizado

para combustión.

El modelo k-ε es un modelo semi-empírico basado en las ecuaciones de transporte para

energía cinética turbulenta (k) y su velocidad de disipación (ε). El modelo de transporte para las

ecuaciones de k es derivada de las ecuaciones exactas (Ecuación 3.9.13), mientras que para los

términos de la ecuación de transporte para la disipación son obtenidas mediante “razonamiento

físico” (Ec. 3.9.14). La derivación del modelo, supone que el flujo es completamente turbulento y

que los efectos viscosos moleculares son despreciables.

∂k ∂ t

∂k u i∂ x i

= ∂∂ x j [ t

k ∂ k∂ xi ]GkGb−−Y MS k ...(3.9.13)

∂∂ t

∂ui∂ xi

= ∂∂ x j [ t

k ∂∂ x i ]C1 S −C 22

k C1

k

C3GbS ...(3.9.14)

En la ecuación 3.9.13, GX representa la generación de energía cinética turbulenta (Ga →

gradientes de velocidades media, Gb → fuerza de sustentación). C1 y C2 son constantes, σk y σε

87representan el número de Prandtl turbulento para k y ε respectivamente. En donde, la viscosidad

turbulenta está dada por:

t=Ck2

...(3.9.15)

Existe una gran variedad de modelos de turbulencia, siendo el modelo de esfuerzos de

Reynolds el “más elaborado”. En este modelo se resuelven las ecuaciones de transporte para

esfuerzos de Reynolds, junto con la ecuación de velocidad de disipación. Incluyendo 5 ecuaciones

del transporte para flujo 2D y 7 ecuaciones de transporte para el caso tridimensional. La gran ventaja

de éste modelo, es que considera los efectos de curvaturas de las líneas de corriente, turbulencia,

rotación y velocidades, en el cambio de la matriz de esfuerzos. Por ello la necesidad de utilizar

modelos de turbulencia adecuados al sistema, ya que éstos permitiran definir zonas ricas en aire o

combustible, así como el nivel de mezcla en la zona de reacción. Un parámetro indicador del nivel

de mezcla y del modelo de turbulencia, es el número adimensional de Swirl (Ec. 3.9.16), el cual es

utilizado para caracterizar la recirculación de gases y el que se define como la razón entre la

densidad flujo axial del momento angular a la densidad de flujo axial del momento axial, dado por la

ecuación:

S=∫Ri

R0

u w tan r2 dr

∫Ri

R0

u2 r 2 dr...(3.9.16)

Donde u y w son los componentes axiales y rotacionales de la velocidad, r es la coordenada

radial desde Ri y R0. Los modelos de turbulencia utilizados para simular fluidos en rotación (Caldera

con torbellino de llama, etc) dependen del nivel de turbulencia, el que es representado por el número

adimensional de swirl [105]. Para números moderados de swirl (~0.3), el modelo de turbulencia k-ε

obtiene mejores resultados, para números de swirl elevado (~0.8) se recomienda el modelo de

esfuerzos de Reynolds (RMS) [116].

883.9.3 Ecuación de la Energía

Desde el punto de vista de la combustión, se presentan dos modelos: de pre-mezcla (“pre-

mix Model”) y sin pre-mezcla (“Non-premix Model”). En la combustión sin pre-mezcla, el

combustible y el oxidante ingresan a la zona de reacción por líneas de corriente independientes (sin

mezclarse), a diferencia del modelo de pre-mezcla en que los reactantes son mezclados a nivel

molecular antes de ser quemados. Suponiendo que el proceso de combustión es sin pre-mezcla y que

se desarrolla en un medio no adiabático, la ecuación de la energía para los gases de combustión

estará dada por:

∂∂ t

H ∇⋅v H =∇⋅k t

c p∇ H Sh ...(3.9.17)

H=∑ jY j H j ...(3.9.18)

H j=∫T ref , j

Tc p , j dTh j

0T ref , j ...(3.9.19)

Con:

• kt : Conductividad térmica turbulenta.

• H : Entalpía total.

• hj0 : Entalpía de formación de la especie j.

• Tref,j : Temperatura de referencia.

Los mecanismos de conducción y difusión de especies se encuentran combinadas en el

primer término del lado derecho de la ecuación 3.9.17 y la contribución proveniente de la disipación

viscosa toma una forma no conservativa como segundo término.

El término Sh de la ecuación 3.9.17, refiere a mecanismos de generación de calor ya sea por

reacción química y por radiación entre partícula y un medio fluido. Dado nuestro supuesto de que la

combustión de carbón pulverizado se realiza en un medio no-adiabático y sin pre-mezcla, el calor de

formación ya se encuentra incluido dentro de la ecuación de entalpía (Ec. 3.9.18), por lo que sólo se

considera efectos radiativos entre la partícula y el medio fluido. Existe alrededor de 5 modelos de

radiación en FLUENT, de los cuales sólo el modelo P-1 (“P-1 Radiation Model”) y de ordenadas

89discretas (“Discret Ordinates Radiation Model - DO”) consideran mecanismos de transferencia

entre un medio fluido y la partícula, siendo el modelo de radiación de ordenada discreta el

comúnmente usado en la modelación de la combustión de carbón [68, 82,83 87, 117], y descrito a

continuación.

A. Modelo de Radiación de Ordenada Discreta.

La ecuación que gobierna el proceso de radiación es conocida como la ecuación de

transferencia radiativa (Ec. 3.9.20), que incluye un medio que absorbe, emite y dispersa la radiación

a un posición r y en la dirección s.

dI r ,s ds

as I r ,s =an2 T 4

s

4∫0

4I r ,s ' s⋅s ' d ' ...(3.9.21)

Donde :

• a : Coeficiente de absorción.

• n : Índice de refracción.

• σs : Coeficiente de dispersión.

• σ : Constante de Stefan-Boltzmann.

• I : Intensidad de radiación.

• T : Temperatura local

• Φ : Función de fase

• Ω' : Ángulo Sólido.En la ecuación 3.9.21, el índice de refracción toma importancia cuando la radiación incide

sobre medios semi-transparentes. En el caso del coeficiente de absorción para los modelos de

radiación P-1 y DO, es función de las concentraciones de H2O y CO2, así como también la presión

total (modelo de Lobo-Evans). Por su parte, la función de fase puede ser tratada como una función

anisotrópica (Ec.3.9.22) o una función de fase de Dirac-Eddington (Ec. 3.9.23).

s⋅s ' =1Cs⋅s ' ...(3.9.22)

s⋅s ' =2 f s⋅s ' 1−f 1Cs⋅s ' ...(3.9.23)

En donde, f representa un factor de dispersión, δ la función Delta de Dirac y C corresponde a

un factor de a-simetría. Fluent(R) recomienda el uso de los valores por defecto de C y f.

90El modelo de Ordenada Discreta re-ordena la ecuación 3.9.1 para obtener una ecuación en

función de un campo de intensidades espectrales en la dirección s, y para una longitud de onda (λ)

dada.

∇⋅ I r ,s s a s I r ,s =a n2 I bs

4∫0

4I r ,s ' s⋅s ' d ' ...(3.9.24)

En donde, aλ corresponde al coeficiente de absorción espectral y Ibλ a la intensidad espectral

de un cuerpo negro, dada por la función de Planck. Por lo que la intensidad total I(r,s) estará dada

por:

I r ,s =∑kI k r ,s k ...(3.9.25)

De la cual se obtiene la cantidad de energía irradiada.

3.9.4 Modelo de Fase Discreta – Partícula de combustible.

En el proceso de combustión en plantas térmicas, la temperatura media de la partícula es

prácticamente igual a la temperatura del medio que la rodea, por lo que un supuesto común es

despreciar el gradiente de temperatura dentro de ésta. Sin embargo, la temperatura de la partícula

influencia la liberación de volátiles en el proceso de combustión. Por lo cual es necesario establecer

criterios o condiciones, en que la partícula comenzará a liberar materia volátil.

• Condición 1 : T < Tvap

• Condición 2 : m p≤(1− f v ,0)mp ,0

La condición 1 aplicará hasta que la partícula alcance la temperatura de vaporización de los

volátiles, es decir, la partícula se supone como una partícula inerte la cual solo se calienta hasta

alcanzar ésta condición y no hay perdida de masa, hasta alcanzar la condición 2 donde comienza el

proceso de desvolatilización.

Al plantear la ecuación de energía sobre la partícula, suponiendo mecanismos de

transferencia de calor por convección y radiación a la superficie de la partícula (absorción/emisión),

despreciando gradientes internos de temperatura y que partícula cumple las condiciones 1 y 2, se

obtiene:

m p c p

dT p

dt=hA p(T∞−T p)+ϵ p A pσ (θR

4−T p4 ) ...(3.9.26)

91con:

• mp : masa de la partícula.

• Cp : Capacidad calorífica de la partícula.

• Ap : Área superficial de la partícula.

• Too : Temperatura local de la fase continua.

• h : Coeficiente convectivo de transferencia de calor.

• p : Emisividad de la partícula.

• θR : Temperatura de radiación

La transferencia de calor por radiación del medio hacia la partícula que se calienta, se

obtiene a partir de la intensidad total emitida por los gases (obtenida de los modelos P-1 o Ordenada

Discreta) e integrada por ángulo sólido, matemáticamente:

G=∫=4I d ...(3.9.27)

Una vez alcanzada la temperatura de desvolatilización, se utiliza uno de los modelos de

desvolatilización presentado en la sección 3.2, los que están disponibles en FLUENT®. Los modelos

por defecto en Fluent son : Modelo de desvolatilización de reacción de primer orden (suponiendo

que la combustión de los volátiles se desarrolla lejos de la partícula), para la combustión de volátiles

utiliza el modelo de Warnatz et al [67]. En cambio, para la combustión de char utiliza el modelo de

Field en conjunto con el Baum y Street [58], ambos descritos en las secciones 3.2, 3.3 y 3.6.

Para estudiar la influencia de la forma de las partículas en su combustión, es posible

mediante un enfoque Lagrangiano, prediciendo la trayectoria de las partículas a partir de un balance

de fuerzas sobre la partícula.

du p

dt=F D(u−u p)+

g x(ρ p−ρ)rho p

+F x ...(3.9.28)

F D=18μ

rho p d p2

C D R e24 ...(3.9.29) R e=

ρd p∣u p−u∣μ ...(3.9.30)

Donde

• F D (u−u p) : es la fuerza de arrastre por unidad masa de partícula.

• u : Velocidad de la fase fluido.

92• up : Velocidad de la partícula.

• ρ : Densidad del fluido

• ρp : Densidad de la partícula.

• μ : Viscosidad del fluido.

• dp : Diámetro de la partícula.

• Re : Número de Reynolds

En la combustión de carbón pulverizado, una buena suposición es considerar las partículas

como esféricas, debido a que el tamaño de partícula es sumamente pequeño. Sin embargo, las

partículas de biomasa poseen formas irregulares que afecta la fluidodinámica (Ver Sección 3.6).

Para partículas con formas irregulares, se emplea la ecuación de Morsi y Alexander (Ec. 3.6.8) para

determinar el coeficiente de arrastre (CD), la que es aplicable tanto para formas irregulares como

esféricas.

C D=24R e

(1+b1 R e)+b3 R e

b4+R e

Por otra parte, la ecuación 3.9.28 incorpora fuerzas adiciones (Fx) que afectarán de

sobremanera la trayectoria de las partículas. En el caso de combustión de sólidos, la termoférisis

cobra relevancia. El fenómeno de termoférisis se produce cuando pequeñas partículas suspendidas

en un gas que posee un gradiente de temperatura experimentan una fuerza en dirección contraria al

gradiente. La que matemáticamente se representa por :

F x=−6πd pμ

2C s(K+C t K n)ρ(1+3C m Kn)(1+2K+2Ct Kn)

⋅ 1mp T

∂T∂ x

...(3.9.31)

k=154μR ...(3.9.32)

Donde:

• Kn : Número de Knudsen.

• K : k/kp.

• k : Conductividad térmica del fluido basado en energía de traslación.

• kp : Conductividad térmica de la partícula.

93• Ci : Constantes (Cs=1,17 ; Ct = 2,18 ; Cm = 1,14).

• mp : masa de la partícula.

• T : Temperatura local del fluido.

• μ : Viscosidad del fluido.

Para el estudio y comprensión de los fenómenos físico-químicos de la co-combustión de

carbón con biomasa, se han empleado el uso de modelos fluidodinamicos. Dentro de ellos, Ghenai

et al [117] estudiaron los efectos de la co-combustión de carbón con biomasa. El modelo planteado

por Ghenai predice la formación/evolución de volátiles y del char, utilizando el modelo de

turbulencia de Reynolds (RNG k-ε) y un modelo de desvolatilización de Kobayashi. Además,

suponen combustión en fase gaseosa, dispersión de partículas por flujo turbulento y reacción

heterogénea del char. Ghenai et al., concluyen que la presencia de zonas de re-circulación, permite

mejorar la mezcla aire/combustible y consecuentemente la eficiencia de la combustión. Además,

concluyen que la reducción en las emisiones contaminantes dependerá linealmente de la proporción

de biomasa en mezcla con carbón.

Yin et al [87], estudian el efecto de la no-esfericidad de las partículas de biomasa en la co-

combustión con carbón. El modelo supone que las partículas de carbón poseen una forma esférica, y

que las partículas de biomasa son de forma esférica o cilíndrica. Para cada caso, las partículas de

combustible están sujetas a fuerzas (dentro de ellas fuerzas de empuje), que son consideradas en las

ecuaciones de transporte. A partir de las simulaciones, Yin et al concluyen que el efecto de la no-

esfericidad de las partículas de biomasa afecta directamente en las trayectorias y en la combustión

de éstas. A partir de los estudios realizados por Essenhigh et al [68], bajo un punto de vista de la

ignición, permite re-afirmar el efecto del tamaño/forma de las partículas sobre la combustión de

éstas, y que en un proceso de combustión pueden producirse reacciones homogéneas y heterogéneas,

dependiendo de la forma y tamaño de la partícula. Yien et al, concluyen que en la modelación del

proceso de combustión, las fuerzas aerodinámicas sobre la partícula deben ser determinadas con

exactitud, ya que tienen directa influencia en la predicción del carbón no-quemado y en la

deposición de cenizas.

Backreedy et al [82], estudian los efectos de co-combustionar carbón con biomasa, con

especial interés la influencia del tamaño y forma de las partículas, en la formación de partículas no-

94quemadas, para una mezcla del 3% de biomasa. Backreedy et al, además estudian el efecto de variar

las constantes de velocidades en el proceso de desvolatilización y en la combustión del char para

mezclas de carbón/biomasa. Estos concluyen que en la combustión del carbón, existe una

interacción entre el contenido maceral del carbón y la reactividad de éste, debido a la variación de su

superficie durante la oxidación, así como también en las reacciones de desactivación del char. La

influencia de la forma y tamaño de las partículas condiciona la velocidad de quemado de las

partículas, ya que partículas grandes con formas planas, combustionarán a velocidades mayores que

partículas esféricas, debido a que hay una mayor superficie de liberación de volátiles. Las reacciones

de los principales componentes de la biomasa (celulosa, hemicelulosa y lignina), están

interconectadas a altas temperaturas, por lo que la biomasa reaccionaría a una velocidad compuesta,

ya que maderas con alto contenido de lignito (por ejemplo nudos), reaccionar más lentamente.

Ma et al [83], propone un modelo para la co-combustión de biomasa con carbón, con el fin

de estudiar la influencia de la biomasa en la co-combustión con carbón en una central térmica de

carbón pulverizado. El modelo utiliza el modelo de turbulencia (k-ε), radiación de las partículas (P1

y de Ordenada Discreta [85]), formación de gases contaminantes y un modelo para la combustión de

éstas. El modelo planteado por Ma et al, considera los efectos de forma y tamaño de la partícula.

Este concluye que la desvolatilización es el proceso con mayor incidencia dentro de la modelación,

ya que controla la transferencia de masa y por ende, las ecuaciones de transporte de momento y

calor. Por lo que, el modelo de desvolatilización a utilizar debe utilizar las constantes y/o

parámetros, obtenidas a condiciones experimentales semejantes a las condiciones del problema a

simular. Además concluye, que la no-esfericidad de las partículas permite tasas de combustión

mayores que partículas esféricas y que la velocidad a la que éstas se queman dependen de la forma,

tamaño y la fuerza de arrastre sobre éstas.

953.10. CONCLUSIONES

Se concluye que la co-combustión de biomasa con carbón, es una alternativa viable para

la reducción de emisiones en centrales térmicas. Su inclusión dentro de los esquemas de energías

renovables, ha producido una reducción en las tarifas eléctricas y los valores de subsidio para otras

energías renovables en países europeos.

A partir de las experiencias realizadas a escala industrial y revisadas en el Capítulo 2, se

concluye que la co-combustión de biomasa con carbón presenta problemas técnicos-operacionales.

Siendo los de mayor relevancia, un leve incremento en los niveles de escoreamiento y

ensuciamiento de las superficies interiores de la caldera, junto con una disminución en la eficiencia

del equipo. Además se concluye que modificaciones en el diseño original de la caldera, al menos

debería estar acompañado de estudios que definan el modo de alimentación de la biomasa, y

condiciones de operación óptimas (relaciones aire/combustible, tamaño de partícula, tiempo de

residencia, etcétera), con el fin de asegurar una reducción en los niveles de contaminantes emitidos

al ambiente minimizando problemas mencionados en el capítulo 2.

Se concluye que el tamaño de partícula es la variable con mayor influencia dentro del

proceso de combustión, ya que determina la liberación y composición de volátiles, la combustión

del char y la aerodinamica dentro del hogar (tiempo de residencia, etcétera). Para la condición de

co-combustión de biomasa con carbón, los efectos sinérgicos serán dependientes del tamaño de

partícula de la biomasa, ya que tamaño de partícula menores permitirían una rápida liberación de

volátiles, facilitando la ignición de carbones con baja de materia volátil.

Los modelos físico-químicos asociados al proceso de combustión de sólidos, aplicables a la

co-combustión de biomasa con carbón, presentados en el Capítulo 3, se concluye que permiten

simular la formación de contaminantes cuya exactitud dependerá de la información disponible de

cada combustible (Energías de activación, constante pre-exponenciales, temperaturas de

desvolatilización, etcétera) y de las consideraciones del modelo. Sin embargo, los modelos de

escoreamiento para carbón y biomasa no serían aplicables para el caso de co-combustión. El

modelo de escoreamiento para co-combustión presentado por Doshi et al.[109], siendo el artículo

mas citado hasta el momento, el cual aún es discutido.

96

Capítulo 4. Propuesta de trabajo

A nivel mundial se ha demostrado que la co-combustión es un método técnicamente viable

para la disminución de emisiones de contaminantes. Sin embargo, la diferencia entre tipos de

carbones y biomasas nacionales podrían no validar los modelos de combustión encontrados en la

literatura y por ende, una no correcta implementación de esta tecnología a las Termogeneradoras

Chilenas. Para ello se hace imperativo la validación de estos modelos, y la adaptación de esta

tecnología a la realidad de la empresa chilena.

El aspecto motivacional que sustenta este trabajo, es a futuro proponer una alternativa para

que empresas generadoras nacionales puedan cumplir con la nueva regulación en cuanto al uso de

energías renovables. Donde la co-combustión con biomasa se presenta como una alternativa, en la

que solo se requiere realizar modificaciones “menores” en las calderas y no la instalación de plantas

de energía renovable (Eólica, Solar, etcétera), además con una posible reducción en los niveles de

emisiones de gases contaminantes. El marco teórico presentado, motiva a : la generación de modelos

computacionales que permitan estudiar y predecir el comportamiento de las calderas, al co-

combustionar biomasa con carbones nacionales y extranjeros, para posteriormente, realizar la

optimización en el diseño y establecer condiciones de operación apropiadas para las calderas

estudiadas(ubicación de quemadores, flujos de aire primario, secundario, modo de alimentación de

la biomasa, etcétera). Estos resultados producirán gran interés por parte de las empresas afectadas

por la nueva regulación. Sin embargo, los modelos encontrados en la literatura no contemplan

algoritmos de optimización, siendo éste un aporte al conocimiento al utilizar redes neuronales u otro

tipo de modelo. Finalmente, la aplicación y extensión del conocimiento a plantas termogeneradoras,

permitirá producir un beneficio social-ecológico favorable y satisfacer las necesidades de

conocimiento en el área de co-combustión de las empresas termogenerados.

974.1. Hipótesis y objetivos

4.1.1 Hipótesis.

• Durante la combustión de mezclas de carbón y biomasa, la combustión de biomasa

favorecerá la ignición de carbón de bajo rango (efecto sinérgico), permitiendo generar

menores niveles de emisión de gases contaminantes.

• Los modelos modificados permitirían predecir condiciones de operación óptimas de los

equipos de combustión para diferentes mezclas de carbón con biomasa y tamaños de

partículas. Generando un impacto tecnológico en el sector industrial.

• Realizar la transferencia tecnológica del conocimiento generado, para la optimización de

la(s) planta(s) térmicas interesadas.

4.1.2 Objetivos.

El objetivo principal del proyecto es profundizar en el conocimiento y en la comprensión de

la co-combustión utilizando carbón y biomasa nacional, permitiendo la transferencia tecnológica de

este método a la industria chilena. Para ello se plantean los siguientes objetivos secundarios:

• Estudiar los conceptos fundamentales en la co-combustión de biomasa con carbón en plantas

térmicas, de forma de reconocer modelos asociados a la co-combustión.

• Proponer y/o adaptar los modelos asociados a la co-combustión, para mezclas de carbón con

biomasa de origen nacional.

• Validación de los modelos a partir de información experimental, obtenida a escala de

laboratorio, piloto y industrial.

• Generar un modelo computacional de una caldera a carbón pulverizado, utilizando los

modelos de combustión adaptados, que permita establecer condiciones óptimas de operación

en equipos de combustión.

984.2. Metodología.

El presente proyecto se desarrollará en seis grandes etapas. En una primera etapa se realizará

una revisión bibliográfica, con el fin de identificar los principales modelos de combustión para

biomasa, carbón y mezclas de éstos. Posteriormente, a partir de ensayos a escala de laboratorio, se

obtendrán las energías de activación y constantes asociadas a los modelos, para su posterior

validación. Finalmente, se realizará un modelo computacional de la caldera a carbón pulverizado

operando con co-combustión, el cual será validado a partir de información experimental obtenida de

ensayos realizados en planta. Con la utilización algoritmos de optimización, se identificarán la(s)

condición(es) óptima(s) de funcionamiento de la caldera, permitiendo reducir los niveles de emisión

y operar a máximo rendimiento posible. En las siguientes secciones se describe la metodología para

cada etapa del proyecto.

4.2.1 Estudio del Arte y Recopilación de información

Etapa I

• Objetivo específico asociado : “Estudiar los conceptos fundamentales en la co-combustión

de biomasa con carbón en plantas térmicas.”

• Duración : 6 meses

Descripción:

Se realiza una revisión bibliográfica en revistas científicas y libros relacionados con la

combustión de biomasa, carbón y su co-combustión. La primera parte de esta etapa estará orientada

a la búsqueda de diferentes métodos de co-combustión y experiencias realizadas a escala de planta,

de forma de reunir conocimiento de los aspectos técnicos/operacionales que permitan identificar

potenciales problemas en la implementación de la co-combustión en plantas térmicas a carbón.

Posteriormente, la revisión bibliográfica se extiende al estudio fundamental de la combustión de

carbón y de la biomasa, para posteriormente estudiar el proceso de combustión conjunto.

Resumiendo, las actividades en esta primera etapa contemplan:

1) Estudio técnico y fundamental de la combustión y co-combustión de carbón con

biomasa.

992) Identificar modelos de combustión para cada combustible puro.

3) Recopilar información del diseño de una caldera de carbón pulverizado, quemadores y

condiciones de operación normal para carbón (Temperatura y presión del hogar,

temperatura máxima de llama, etcétera).

Como resultado de esta etapa, se espera identificar las constantes asociadas a cada modelo de

combustión, de forma que en una segunda etapa determinar dichas constantes en condiciones

similares a las de operación normal del equipo de estudio.

4.2.2 Estudio y caracterización experimental.

Etapa II

• Objetivo específico asociado : “Proponer y/o adaptar modelos de combustión, de formación

de gases y/o deposición de partículas para mezclas de carbón con biomasa de origen

nacional, validados a partir de información experimental de planta.”

• Duración : 11 meses

Descripción:

En esta etapa, se desarrollarán experiencias de caracterización a escala de laboratorio para la

obtención de constantes asociadas a los modelos combustión para carbón, biomasa forestal y mezcla

carbón/biomasa.

Los combustibles biomásicos seleccionados para el estudio son Aromo, Pino Radiata y

Eucaliptus globulus, ya que según CONAF éstos dos últimos corresponden al 90% de las

plantaciones forestales para uso maderero y celulósico. En el caso de la selección del carbón, se

utiliza carbón de Magallanes y proveniente de las minas de El Adaro, El Descanzo y Cerrejón, ya

que la central térmica en que se realizaron los ensayos de planta por el Profesor Oscar Farías,

utilizan éstos con mayor frecuencia. Las pruebas se realizarán para diferentes porcentajes de mezcla

de biomasa en base másica (0% hasta 20%), con el fin de identificar el porcentaje de mezcla óptimo

desde el punto de vista de menor liberación de contamiantes y mayor captación de azufre en las

cenizas. Además esta etapa contempla las siguientes actividades:

100A. Ensayo de caracterización – Pirólisis

Como se describe en el estudio del arte, la pirólisis toma un rol fundamental en la

combustión del carbón, biomasa y mezclas. Esta determina el tiempo de liberación de volátiles,

permite la ignición del char, la estabilidad de la llama así como también el tiempo de residencia de

las partículas en el hogar. Para ello, se realizarán ensayos a escala de laboratorio, para los

combustibles puros y mezclas, bajo condiciones reguladas de temperatura y velocidad de

calentamiento, en un ambiente inerte. A partir de éstos, se obtendrán curvas de pérdidas de masa en

función del tiempo,constantes pre-exponenciales, energías activación, temperatura máxima de

desvolatilización, para diferentes tamaños de partícula y para cada combustible puro.

De esta actividad, se espera obtener las constantes ajustadas a las condiciones normales de

operación del equipo, de manera de seleccionar en un actividad posterior el modelo de combustión,

el modelo de desvolatilización que proporcione una mejor precisión en sus resultados.

Por otra parte, el remanente de la desvolatilización (char) será utilizado para ensayos de

caracterización del char y su combustión.

B. Caracterización de los Combustibles

En esta actividad se realizaran los análisis elemental, inmediato y de Poder calorífico para

ambos combustibles, de forma de conocer su composición elemental y su capacidad de generación

de calor. Para determinar la propensión en la formación de deposición de cenizas para mezclas de

carbón/biomasa, se analizará los componentes inorgánicos de los combustibles de forma de obtener

las concentraciones de Na, K, Ca, Tº fusión cenizas, entre otras variables. La información recabada

será utilizada en la modelación CFD de la co-combustión, con el fin de encontrar puntos de óptimos

de operación.

C. Caracterización de la combustión

Se realizarán ensayos de combustión para carbón, biomasa y mezclas, a escala de

laboratorio, con el fin de seleccionar los modelos matemáticos asociados a la combustión (modelo

de desvolatilización, de combustión del char, etc.) que presenten mayor cercanía con la data

experimental, para ser implementados al modelo CFD. De esta forma, se quiere minimizar errores

en el modelo CFD del equipo, al utilizar constantes y modelos que ajustan a escala de laboratorio un

101proceso industrial.

Además se realizarán ensayos de co-combustión en planta. Estos contemplan reemplazar

carbón por biomasa desde 0 hasta 20% en base másica, de forma de no perturbar en gran medida la

operación de la caldera y variando el aire de combustión en un rango que no comprometa el

funcionamiento normal de la caldera. Para ello, se instalarán termocuplas acopladas a las escotillas

de cada nivel de quemadores, de forma de utilizar el gradiente de temperatura medido para validar el

gradiente de temperatura del modelo desarrollado. La medición de gases y de tiraje se realizará a la

entrada de los precalentadores de aire, a no ser que sea tangible la posibilidad de que la empresa

costee la instalación de medidores de gases infrarrojos para la medición de gases al interior de la

caldera. Utilizando la instrumentación disponible de la caldera, se obtendrán los flujos de carbón,

flujo de aire primario y secundario, temperaturas y presión del hogar, entre otras variables. A partir

de estos resultados y la validación del modelo, se podrá seleccionar la configuración más adecuada

para la co-combustión de biomasa con carbón (ver la actividad de modelación).

4.2.3 Modelación CFD.

Etapa : III

• Objetivos especifico asociado :

◦ “Proponer y/o adaptar modelos de combustión, de formación de gases para mezclas de

carbón con biomasa de origen nacional, validados a partir de información experimental

de planta”.

◦ “Generar un modelo computacional de una caldera a carbón pulverizado, utilizando los

modelos de combustión adaptados, el que permita establecer condiciones óptimas de

operación en equipos de combustión.”.

• Duración : 20 meses

Descripción:

A partir de la recopilación de planos del equipo de estudio en la etapa I y de los resultados de

la etapa II, se desarrollará un modelo tridimensional del hogar de la caldera en FLUENT. El modelo

considerará que:

102• Los quemadores de carbón se encuentran ubicados en forma tangencial, y que los

quemadores de un nivel operan a la misma razón aire/combustible.

• Una temperatura de pared de dos grados por sobre la temperatura de saturación del agua

que pasa por los tubos evaporadores dentro del hogar de la caldera.

• El tamaño de partícula de biomasa será el mínimo alcanzado por los molinos. Para el

carbón se considerará el tamaño de partícula normal de operación.

• Las partículas de carbón se supondrán esféricas, no así las de biomasa las que se

supondrán en una primera instancia como ovaladas.

• Los modelos de desvolatilización, combustión de volátiles y de char, corresponderán a

los modelos seleccionado en la etapa II.

• El modelo físico de la caldera abarcará hasta los pre-calentadores de aire.

• De manera de considerar las filtraciones de aire en la caldera, se utilizarán las mediciones

de oxígeno en la entrada de los pre-calentadores de aire de forma de determinar en forma

indirecta la cantidad real de aire y la que será contrastada con la registrada en el

flujometro de aire total.

Como inicialmente se contará con una mayor cantidad de información experimental de la

operación con carbón, la validación y ajuste del modelo CFD, en una primera instancia se realizará

bajo esta condición. A medida que se realicen los ensayos de co-combustión se procederá la

validación del modelo co-combustionando biomasa. Esta propuesta presenta la ventaja, de poder

ajustar el modelo de combustión de carbón.

Mediante el uso del modelo, además se considerará estudiar diferentes configuraciones para

la co-combustión y/o combustión de la biomasa dentro del hogar, de forma de estudiar su influencia

en la emisión de gases. Las configuraciones a analizar son:

1. Pre-mezcla de biomasa con carbón previa al entrada del quemador.

2. Biomasa ingresa en forma coaxial con el carbón al hogar, en un quemador de ductos

concentricos.

1033. Biomasa ingresa al hogar, mediante un quemador instalado al centro de uno de los

registros de aire.

4. Utilizar un quemador existente para alimentar con biomasa.

5. Utilizar un quemador independiente sin modificar los quemadores existentes de carbón.

Para las configuraciones 1, 2 y 4, se estudiará la influencia de co-combustionar la biomasa

para cada nivel de quemadores, de forma de seleccionar el nivel de quemadores para el cual al co-

combustionar biomasa registre menores niveles de emisiones. De igual forma, para la configuración

3 se estudiará la influencia de la posición del nivel de registro de aire (ubicación) en la formación de

emisiones.

4.2.4 Optimización del Modelo CFD.

Etapa : IV

• Objetivos especifico asociado :

◦ “Proponer y/o adaptar modelos de combustión, de formación de gases para mezclas de

carbón con biomasa de origen nacional, validados a partir de información experimental

de planta”.

◦ “Generar un modelo computacional de una caldera a carbón pulverizado, utilizando los

modelos de combustión adaptados, el que permita establecer condiciones óptimas de

operación en equipos de combustión.”.

• Duración : 9 meses

Descripción:

Una vez validado el modelo CFD, será integrado a un algoritmo de optimización de forma

que el modelo desarrollado pueda determinar condiciones de operación óptimas para variables

operacionales tales como : aire total, porcentaje de mezcla y flujo de combustible. Las cuales

dependerán de las características del combustible y los requerimientos de potencia por parte de la

planta, en condición de cumplir con la normativa vigente de emisiones. El modelo de optimización

podría estar basados en una red neuronal, de forma que el sistema permita un “auto-aprendizaje”.

1044.2.5 Informe de avance, final y cierre de proyecto.

Etapa : V

• Objetivos especifico asociado : Todos los objetivos descritos.

• Duración : 9 meses

Descripción:

Durante un periodo de 3 meses, se procederá en la redacción de un informe final para la

empresa y cierre de proyecto. El informe de la empresa incluirá las condiciones de instalación,

configuración y operación de los quemadores destinados a la combustión o co-combustión con

mezclas de biomasa. En forma paralela se redactará el informe final de cierre de proyecto para

CONICYT. Sin embargo, se contemplan dos meses para la redacción y publicación de artículos en

revistas del área, horas de ingeniero que podrían ser utilizadas durante el desarrollo y/o cierre del

proyecto.

4.2.6 Transferencia Tecnológica.

Etapa : VI

• Objetivos especifico asociado : “Realizar la transferencia tecnológica del conocimiento

generado, para la optimización de la(s) planta(s) térmicas interesadas.”.

• Duración : 5 meses

Descripción:

El uso del modelo desarrollado para la termoeléctrica estudiada, permitirá el desarrollo de

nuevos y optimizados modelos, ajustados a las condiciones de operación y diseño para calderas

generadoras de vapor, obteniendo condiciones de operación óptimos para la operación al máximo

rendimiento posible con co-combustión. La idea principal de este ítem, es la aplicación y extensión

del conocimiento generado, para producir un beneficio social desde el punto de vista de los planes

de descontaminación regionales. El traspaso de éste conocimiento, se realizaría mediante auditorías.

Para dar cumplimiento a las actividades, estas se realizarán conforme a la siguiente carta

Gantt.

4.3. Carta Gantt

4.2.6.

4.2.5.

4.2.4.4.2.3.

4.2.2.

4.2.1

ITEM /M

ES

Transferencia Tecnológica

Informe de avance, Final y de C

ierre

Modelo C

FD con algoritm

o de optimización

Modelación C

FD de la co-com

bustión

C.

B.

A.

Estudio y Caracterización Experim

ental

Estudio del Arte y R

ecopilación de Información

ii. Planta

i. Laboratorio

Caracterización - C

o-combustión

Caracterización - C

ombustibles

Caracterización - D

esvolatilización

12

34

56

78

910

1112

1314

1516

1718

1920

2122

2324

2526

2728

2930

1064.4. Recursos

El grupo de Carbones y Catálisis del Departamento de Ingeniería Civil Química, del cual

forma parte la Profesora Ximena García, cuenta en la actualidad con una importante infraestructura

y experiencia vinculada a realizar ensayos de caracterización de carbones y biomasas, con equipos

que permitirán obtener el análisis elemental (Leco CHN-2000), poder calorífico (Parr 1266 ) y

análisis inmediato para las diferentes muestras de biomasas, carbones y mezclas necesarias.

Además cuentan con reactores de temperatura programable que incorporan la medición de presión

parcial de gases, analizadores de quimisorción (Quantachrome ChemBET TPR/TPD), sistemas de

adquisición de datos en tiempo en línea, analizadores de gases para medición en equipos de

laboratorio, que permitirán obtener constantes y energías de activación asociadas a los modelos de

combustión.

Por su parte, el grupo de Combustión del Departamento de Ingeniería Civil Mecánica,

liderado por el Profesor Oscar Farías, aportará con el equipamiento y personal necesario para

realizar las mediciones en planta. Éstos cuentan, con un analizador de gases industrial acoplado a un

sistema de adquisición en línea (Testo 350XL), el cual permitiría medir las concentraciones de gases

y tiraje a la entrada de los pre-calentadores de aire. Además cuentan con termocuplas de alta

temperatura para aplicación industrial, las que serán instaladas en las mirillas para la medición de

gradientes de temperatura en la caldera. Por otra parte, habilitarán el uso de un cluster del

laboratorio de mecánica computacional, junto con las licencias educacionales del software

FLUENT, para el desarrollo del modelo matemático de la co-combustión. Además, proveerá de

datos técnicos-operacionales de la operación de la unidad 15 perteneciente a E-CL Tocopilla, para

dar partida en forma temprana al modelo CFD de carbón pulverizado.

Por otra parte, la Empresa proporcionará acceso al sistema de adquisición en línea de

variables operacionales, tales como flujos de combustible, presión del hogar, etcétera. Asumiendo la

responsabilidad de colaborar en la realización de los ensayos pre-vistos en la sección anterior.

107

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