CARACTERIZACION Y MODELAMIENTO DEL PERFIL DE TEMPERATURA AL INTERIOR DE UN HORNO DE PIRLISIS PARA BIOMASA

HERNAN HIPOLITO RAMIREZ GONZALEZ

UNIVERSIDAD NACIONAL DE COLOMBIA SEDE MEDELLIN FACULTAD DE MINAS MEDELLIN 2009

CARACTERIZACIN Y MODELAMIENTO DEL PERFIL DE TEMPERATURA AL INTERIOR DE UN HORNO DE PIRLISIS PARA BIOMASA

HERNAN HIPOLITO RAMIREZ GONZALEZ Autor

TRABAJO DIRIGIDO DE GRADO PARA OPTAR AL TITULO DE INGENIERO QUIMICO

ALEJANDRO MOLINA OCHOA Asesor

UNIVERSIDAD NACIONAL DE COLOMBIA SEDE MEDELLIN FACULTAD DE MINAS MEDELLIN 2009

TABLA DE CONTENIDO

LISTA DE FIGURAS ............................................................................................................i LISTA DE TABLAS ............................................................................................................. ii INTRODUCCION ............................................................................................................... 1 JUSTIFICACION................................................................................................................ 2 PARTE I: MARCO TERICO ............................................................................................ 3 ESTADO DEL ARTE ...................................................................................................... 3 GENERALIDADES DE LA PIRLISIS FLASH ............................................................... 6 Temperatura ............................................................................................................... 6 Velocidad de calentamiento ........................................................................................ 6 Tiempo de residencia de los gases en el medio de reaccin ...................................... 6 Cantidad de muestra y tamao de partcula................................................................ 6 Tipo de reactor utilizado.............................................................................................. 7 PARTE II: DESARROLLO DE LA SIMULACIN ............................................................... 8 Generacin de la malla de cmputo ............................................................................... 8 Condiciones de operacin y propiedades termofsicas del fluido y de los materiales ..... 9 Condiciones de frontera. .............................................................................................. 10 Calculo de la velocidad dentro del reactor .................................................................... 14 PARTE III: RESULTADOS............................................................................................... 17 PARTE IV: CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES ................................................. 20 CONCLUSIONES ........................................................................................................ 20 RECOMENDACIONES ................................................................................................ 20 BIBLIOGRAFIA ................................................................................................................ 21

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LISTA DE FIGURAS

1. Dimensiones de la parte superior del horno 8 2. Dimensiones de la parte inferior del horno 9 3. Distribuciones de velocidad y densidad de flujo de cantidad de movimiento para el flujo en tubos cilndricos ...14 4. Flujo a travs de una rendija15 5. Contornos de temperatura para las simulaciones ..17 6. Perfil de temperatura para las simulaciones 18 7. Comparacin de la distribucin de velocidades para la parte real y la simulacin hecha en Fluent .18

ii LISTA DE TABLAS Tabla 1. Propiedades del nitrgeno....9 Tabla 2. Propiedades a 300 K Acero y Cuarzo.9 Tabla 3. Propiedades a varias temperaturas Acero y Cuarzo...10 Tabla 4. Coeficientes convectivos usados en la simulacin..11 Tabla 5. Caractersticas de las corrientes de entrada a la malla..12 Tabla 6. Caractersticas de las paredes de la malla12 Tabla 7. Relaciones msicas de la 1era simulacin AR13 Tabla 8. Caractersticas de las simulaciones13 Tabla 9. Caractersticas de las corrientes de entrada a la malla para la simulacin hecha con las reas de Fluent AF13 Tabla 10. Relaciones msicas de la 2da simulacin AF14 Tabla 11. Determinacin de Re...16

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INTRODUCCION El actual modelo de consumo energtico, basado en la quema de combustibles fsiles (petrleo, carbn y gas), es insostenible debido a que los yacimientos de stos combustibles se estn agotando y su utilizacin ocasiona graves trastornos ambientales, los cuales comienzan a tener severas repercusiones en todo el planeta. El hombre ha venido buscando la forma de sustituirlos por combustibles ms amigables con el ambiente y de naturaleza renovable, como el biodiesel y el bioetanol, los ms estudiados hasta el momento. En este ltimo (bioetanol) se concentra el desarrollo de innumerables proyectos, algunos de los cuales ya estn en funcionamiento, como son los de los ingenios azucareros del Valle del Cauca, cuya materia prima es la caa de azcar y algunos para producir el alcohol a base de frutas (banano) y hortalizas (remolacha). En Colombia, en el cultivo de banano se produce un excedente de fruta y desechos de la planta del orden de 2.400.000 ton/ao que tradicionalmente han sido destinados a procesos de compostaje. Debido al gran volumen de estos residuos, el proceso de compostaje se hace insuficiente generando una sobreproduccin que no se aprovecha en su totalidad [1]. En la produccin de bioetanol a partir de la planta de banano y su fruto se genera un subproducto, biomasa recalcitrante, la cual consiste en residuos slidos que no pueden ser convertidos a combustible. Recientemente, en Colombia se ha logrado convertir tanto la pulpa de banano (rica en almidn) como la cscara y pseudotallo (material lignocelulsico) en etanol, pero dependiendo del proceso y materia prima, entre el 10% y el 50% en peso seco pasa a ser biomasa recalcitrante [1]. Algunos de los usos que se le podra dar a esta biomasa es la de la produccin de gases para combustin as mismo como la obtencin de carbones activados mediante pirlisis cuyo medio inerte (nitrgeno gaseoso), proporcionan las condiciones ideales para la produccin de tales productos. Los carbones activados generados del pseudotallo y la biomasa recalcitrante producto de hidrlisis enzimtica presentan valores de adsorcin similares a carbones activados comerciales (reas superficiales de N2 (BET) de 2068 y 1385 m2 g-1 respectivamente). Los rendimientos son similares a los obtenidos con este proceso en otros materiales lignocelulsicos. El uso de la biomasa recalcitrante como materia prima para la produccin de carbn activado aumentara el valor agregado del proceso de produccin de etanol [1]. La Universidad Nacional de Colombia, sede Medelln y en su nombre el grupo de investigacin de Bioprocesos y Flujos Reactivos viene desarrollando un proyecto junto con la Universidad de Alicante para el estudio detallado del proceso de pirlisis de biomasa recalcitrante. Este proyecto demanda la compra y puesta en marcha de equipos de laboratorio. De esta forma se abrieron las puertas para el desarrollo de varios trabajos de grado, en distintas reas o carreras pertenecientes a la universidad, como el montaje de un dispositivo para el control de entrada de biomasa y material inerte propios o necesarios para la pirlisis desarrollado por un estudiante de Ingeniera Mecnica, as mismo la compra e instalacin de un equipo de cromatografa de gases que permitir la caracterizacin de los gases producidos en el proceso de pirlisis trabajo desarrollado por

2 un estudiante de Ingeniera Qumica y por ltimo el que pretende desarrollar este trabajo dirigido de grado que no es ms que la Caracterizacin y modelamiento del perfil de temperatura al interior de un horno de pirlisis para biomasa.

JUSTIFICACION La importancia de la simulacin de procesos en Ingeniera Qumica radica en la necesidad de comprender, caracterizar y describir lo que sucede dentro del proceso o hacer una aproximacin lo ms real posible a los fenmenos qumicos y fsicos que se presentan dentro de dichos procesos. En este trabajo de grado se estudia el horno vertical (reactor) en el cual ocurre la pirolisis (reaccin). Para entender bien el proceso en el horno se debe caracterizar el reactor de forma tal que se pueda entender lo que ocurre dentro de este. En particular se pretende caracterizar la temperatura a la cual se lleva a cabo la reaccin. Un conocimiento detallado del perfil de temperaturas. Para ello se simula el flujo utilizando un programa comercial de CFD (Dinmica de fluidos computacional) (Fluent) para obtener el perfil de temperatura dentro del horno. Se decide utilizar la simulacin debido a la imposibilidad de realizar la medicin directamente dada la dificultad de acceso dentro del reactor y a la falta de equipos precisos y aptos para tal fin.

3 PARTE I: MARCO TERICO

ESTADO DEL ARTE La utilizacin de herramientas computacionales para simular, analizar y entender las componentes bsicas y la posibilidad de mejorar o mirar otras opciones de los procesos ha venido siendo utilizada hace ya unos aos, tal es as que ya hay paquetes de software casi que para cada rama de la ciencia en donde sea necesaria la utilizacin de simulacin de procesos. En este trabajo de grado se utiliza una tcnica de computacin que se conoce por sus siglas CFD (Computational Fluid Dynamics) y que se refiere especficamente a la simulacin de procesos donde interviene, como su nombre lo indica, la dinmica de fluidos. CFD tiene sus inicios cuando se tom en cuenta el aire y sus componentes en la aerodinmica, ms precisamente en la utilizacin de tneles de viento para el estudio de las variables en las que interviene el aire y las mejoras que se puedan hacer a los modelos aeronuticos y espaciales. Hoy en da, se reconoce la relevancia tecnolgica de la teora aerodinmica (teora de la dinmica de fluidos en general. Sin embargo, en el pasado se trataba sobre todo de una actividad acadmica, con resultados muy diferentes a las observaciones experimentales (primeras aplicaciones tcnicas de dinmica de fluidos, independientemente de la teora). Sin embargo, los avances tecnolgicos y los mismos acadmicos han cerrado la brecha entre la teora y la prctica, y hoy se observa una interaccin fructfera entre los dos. El avin ha desempeado un papel muy estimulante en este desarrollo [3]. La teora de la dinmica de fluidos tiene una historia ilustre. En el transcurso de los siglos, muchos grandes nombres han contribuido a la comprensin del flujo de fluidos y han ayudado en la construccin de la dinmica de fluidos terica, paso a paso. Podra decirse que la dinmica de fluidos empieza con Aristteles (384 a.C. -322), quien introdujo el concepto de medio continuo. Sin embargo el desarrollo actual de CFD comenz 2000 aos ms tarde, cuando Leonhard Euler public sus ecuaciones de movimiento para el flujo de lquidos y gases, sobre la base de la segunda ley de Newton del movimiento, (Euler slo tom las fuerzas de presin en cuenta). Pas un siglo y en 1845 George Stokes propus ecuaciones de flujo de fluidos que consideran tambin la friccin. Las ecuaciones, que para un flujo incompresible, ya se haban encontrado por Claude Navier, y ahora se conoce como las ecuaciones de Navier-Stokes. Aunque la formulacin de las ecuaciones de Navier-Stokes constituyen grandes avances, la consecuencia fue el desarrollo de un gran nmero de ecuaciones simplificadas, derivadas de estas para casos especiales. Resulta paradjico comprobar que la introduccin de las ecuaciones de Navier-Stokes condujo a una mayor fragmentacin en diferentes modelos de flujo, como los muchos modelos que hay para explicar el movimiento de un fluido, como el aire. Tericamente la dinmica de fluidos se estanc a lo largo de un frente de problemas no lineales. Esta barrera se super en la segunda mitad del siglo XX, con la matemtica numrica. En este proceso jug un papel clave un matemtico hngaro, John von Neumann (19031957).

4 Von Newman trabaj el desarrollo de mtodos numricos para la solucin de las ecuaciones de Euler. [3] Desarrollos subsecuentes llevaron a lo que hoy se conoce como CFD, dividir en celdas o mallas el movimiento de un fluido y estudiarlo con ecuaciones numricas celda a celda para al final poder determinar su estado y su dinmica. Cuando se estudia especficamente la simulacin y modelamiento en hornos, tanto para pirlisis como para otros tipos de reacciones se encuentran en la literatura los artculos que se resumen a continuacin. Papadikis, S. et al. [4] simularon el proceso de pirolisis de partculas de celulosa alimentadas continuamente a un reactor de lecho fluidizado a razn de 41,7 mg/s, as como la transferencia de calor convectivo que se presenta. Como herramienta en CFD los autores utilizaron FLUENT 6.2. El estudio es la primera parte de un modelo completo de la pirlisis en un reactor de lecho fluidizado [5]. En un trabajo posterior se toma adems de todas las consideraciones anteriores la transferencia de calor del lecho fluidizado a la partcula de biomasa, as como la cintica de la reaccin y se modelan segn la literatura [6] Siguiendo con los mismos autores y su trabajo en pirlisis flash nos referimos al modelado CFD de pirlisis flash de biomasa en un Reactor (EFR). El acercamiento Lagrangiano se adopta para el seguimiento de la partcula a travs del reactor, mientras se estudia el flujo del gas inerte con el mtodo estndar Euleriano para gases. El modelo incluye la degradacin trmica de biomasa a carbn con la evolucin simultnea de gases y alquitranes de una partcula de biomasa discreta. Las reacciones qumicas se representan usando un modelo semi-global de dos fases. La distribucin radial de los productos de la pirlisis se predice as como su efecto en las propiedades de la partcula. La transferencia de calor convectivo a la superficie de la partcula se determina usando la correlacin de Ranz-Marshall [7]. En otro trabajo de los mismos autores, el modelado CFD de la pirlisis flash de biomasa en reactores de lecho fluidizado: Modelando el impacto de encogimiento de la biomasa. Se modelan, la interaccin fluido-partcula y el impacto de encogimiento en la pirlisis de biomasa dentro de un reactor de lecho fluidizado a razn de 150 g/h. Se inyectan dos partculas de biomasa de dimetro 500nm en el lecho fluidizado con diferentes condiciones de encogimiento. Las dos condiciones diferentes consisten en (1) encogimiento igual al volumen que sale por la desvolatilizacin de slido, y (2) los parmetros de encogimiento igualan aproximadamente a la mitad de volumen de la partcula. Se analiza el efecto de encogimiento por calor y transferencia de movimiento, velocidad y rendimiento del producto, tiempo de pirlisis y tamao de la partcula considerando la geometra esfrica. El acercamiento de Euleriano se usa para modelar el comportamiento burbujeante de la arena que es tratada como un continuo. La transferencia de calor del lecho burbujeante a la partcula de biomasa discreta, as como la cintica de reaccin de biomasa son modelados segn la literatura. El movimiento de la partcula dentro del reactor se sigue mediante leyes de arrastre, dependiendo del fragmento de volumen local en cada fase. Se ha utilizado FLUENT 6.2 como la plataforma del modelado de las simulaciones, con el modelo entero incorporado de la pirlisis en la opcin de definir funcin por el usuario (UDF). [8]

5 Otros autores como Rizzardi et al. [9] utilizaron CFD para simular pirlisis flash en un horno con geometra similar a la que se emplea en este trabajo an cuando las condiciones de operacin fueron diferentes. Finalmente Brown et al [10] disearon un reactor para el estudio de la pirlisis flash de biomasa y utilizaron herramientas CFD para predecir el perfil de tiempo-temperatura de los reactivos y la comprensin de los procesos internos del reactor.

6 GENERALIDADES DE LA PIRLISIS FLASH

Para entender el concepto de pirlisis flash es necesario ampliar un poco el conocimiento acerca del proceso de pirlisis, a continuacin se explicaran algunos trminos y parmetros que influyen de algn modo en esta: En un proceso de pirlisis se obtienen tres fracciones de productos diferentes: gaseosa, lquida y slida. La proporcin en que se produce cada una depende de una serie de factores que influyen en el proceso de pirlisis y pueden modificar el rendimiento alcanzado por las mismas y que se presentan a continuacin: Temperatura: Es una de las variables ms importantes en un proceso de pirlisis. Cuanto mayor es esta temperatura mayor ser el craqueo producido, por lo que se favorecern los productos voltiles (o gaseosos) frente al resto de compuestos. Desde este punto de vista, pueden distinguirse tres zonas de temperatura de pirlisis en funcin del predominio de de las distintas fracciones que se generan durante dicho proceso: - Entre 200 y 330 en este rango de temperatu ras la fraccin mayoritaria obtenida C C: es la fraccin slida puesto que la descomposicin del material tiene lugar en una baja extensin. - Entre 330 y 450 en esta zona, la fraccin lquida alcanza rendimientos C C: significativos, mientras que los compuestos gaseosos se generan en menor medida. - Temperaturas superiores a 500 C: se produce un m ayor craqueo del material pirolizado y por tanto se obtiene un mayor rendimiento de la fraccin gas. Adems de la variacin en los rendimientos alcanzados por las distintas fracciones generadas, la temperatura de degradacin presenta una influencia significativa en la composicin de dichas fracciones. Velocidad de calentamiento: Se pueden distinguir dos tipos de procesos extremos en funcin de la velocidad de calefaccin utilizada: pirolisis lenta y pirlisis flash. En una pirlisis lenta, la velocidad de calefaccin es del orden de K/min o incluso de K/h. En este caso, la fraccin slida aumenta su rendimiento descendiendo el de gases y lquidos. En una pirlisis flash se emplean velocidades de calentamiento superiores a 250 K/s y se favorece la formacin de productos lquidos y gaseosos. Tiempo de residencia de los gases en el medio de reaccin: Entre las diferentes variables que pueden influir en el proceso de pirlisis cabe destacar el tiempo de residencia de los voltiles generados en el interior del reactor. Durante el proceso de degradacin de la muestra, los compuestos resultantes de este craqueo deben atravesar el reactor para alcanzar la salida del mismo. En este trayecto hacia el exterior, los productos de descomposicin son sometidos a una temperatura similar a la que fueron generados, por lo que el proceso de craqueo sobre estos compuestos podra continuar a lo largo del reactor, modificando la distribucin de productos obtenidos en el primer paso de la descomposicin de la muestra. Cantidad de muestra y tamao de partcula: Afectan fundamentalmente a la transferencia de materia y a la transmisin de de calor en el reactor, ya que las partculas grandes no se calientan tan rpidamente como las pequeas. En muchos estudios se ha encontrado que cuanto menor sea el tamao de la partcula degradada menor es la cantidad de fraccin slida obtenida, mientras que la produccin de la fraccin lquida y gaseosa aumenta.

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Tipo de reactor utilizado: En la bibliografa existen una gran cantidad de trabajos sobre pirlisis, tanto trmica como cataltica, donde se emplean diferentes tipos de reactores. Factores como el tiempo de residencia, el tipo de contacto entre la muestra a degradar y el catalizador, etc. Tendrn mayor o menor influencia sobre los resultados obtenidos en funcin del diseo del reactor utilizado, por lo que la comparacin entre diversos trabajos existentes en la bibliografa resulta, en ocasiones, complicado. Entre los distintos tipos de reactores ms utilizados en la bibliografa se pueden destacar los reactores de: - Tornillo - Extrusor - Tanque agitado - Lecho fijo - De esferas - De lecho fluidizado. Su funcionamiento no se explica por estar fuera de los objetivos de este trabajo. Como ya se haba dicho la pirlisis flash es un proceso termoqumico que bajo condiciones de temperaturas elevadas (aproximadamente de 900 K) y tiempo de residencia corto convierte materiales orgnicos en cenizas caractersticas, alquitrn y gas. El Alquitrn que se produce se puede caracterizar como una mezcla homognea de materia orgnica y agua que se refiere comnmente como Bio-Oil. Puede ser utilizado en las cmaras de combustin existentes actualmente y en sistemas de distribucin de combustibles fsiles pesados, mientras que el gas se puede utilizar para calor de proceso y/o gas de combustin [12]. Los reactores de lecho fluidizado y de separacin (ablative) son las dos principales tecnologas disponibles para la pirlisis flash. En el primer caso, la biomasa se introduce en un lecho fluidizado caliente de material inerte, generalmente arena. A pesar de que es una tecnologa conocida, el lecho fluidizado tienen varios inconvenientes como la necesidad de un gran flujo de gas inerte para el transporte de calor y fluidizacin, una relativamente baja capacidad / volumen y la necesidad de que el tamao de las partculas de alimentacin sean pequeas. En este trabajo se considera el flujo de nitrgeno a muy baja velocidad en el horno. El calor lo suministran resistencias elctricas. Mediante la inyeccin del combustible por la parte superior se alcanza una velocidad de calentamiento de aproximadamente 10.000 K/s.

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PARTE II: DESARROLLO DE LA SIMULACIN

Generacin de la malla de cmputo Para el desarrollo de la simulacin se utiliz el software Fluent 6.2.16. Se emple la herramienta para desarrollar la malla dos dimensiones que representa la geometra a simular. La malla en dos dimensiones representa una aproximacin inicial al problema que permite disminuir el tiempo de cmputo. Las figuras 1 y 2 muestran las dimensiones y caractersticas principales de la parte superior e inferior del horno respectivamente. En las figuras las partes que aparecen en gris son aislamientos. La figura 2 muestra que en el horno existe una longitud de 90 cm en la cual estn dispuestas las resistencias elctricas que generan el calor necesario para llevar a cabo la reaccin de pirolisis flash en el horno. La figura 2 presenta un esquema del horno en su totalidad.

Figura 1. Dimensiones de la parte superior del horno (mm). Para dibujar en Gambit la malla en 2-D, se hizo un corte longitudinal del horno cilndrico. Se tuvieron en cuenta adems de los dos tubos de cuarzo que hacen parte del interior del horno, la parte superior que se puede observar en la figura 1 que incluye, la entrada superior y el armazn de acero inoxidable de color gris. En la parte inferior solo se dibuj hasta el final del aislamiento inferior en gris (ver figura 2). Con la malla definida se procedi a analizar las condiciones de frontera como se explica posteriormente.

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Figura 2. Dimensiones de la parte inferior del horno (cm). Se registra ingreso de nitrgeno a travs de la parte central superior y a travs de la parte lateral inferior en la regin anular entre los tubos 1 y 2 (ver Figura 1). Condiciones de operacin y propiedades termofsicas del fluido y de los materiales Las condiciones de operacin que se tuvieron en cuenta para desarrollar la simulacin fueron las siguientes: Alimentos: 50 ml/min de nitrgeno (estndar, 298 K, 101235 Pa) por la parte superior 300 ml/min de nitrgeno (estndar) por la regin inferior anular entre tubos 1 y 2 (ver figura 1) En la simulacin se utilizaron las propiedades del nitrgeno, cuarzo y acero que se muestran en las tablas 1 a 3, las cuales fueron tomadas de Incropera [14], para lo cual es necesario saber las propiedades tanto del Nitrgeno como del cuarzo y del acero inoxidable de la parte superior del horno, que se presentan a continuacin: Tabla 1. Propiedades del NitrgenoPROPIEDADES DEL NITROGENO [14] *10 (m /s) 51,79-6 2

K*10 (W/m*K) 27,39

-3

*10 (m /s) 73,9

-6

2

Pr 0,713

Tabla 2. Propiedades a 300 K Acero y CuarzoPROPIEDADES A 300 K 3 NOMBRE PTO. DE FUSION (K) (Kg/m ) Cp(J/Kg*K) k(W/m*K) ACERO CUARZO 1670 1883 8238 2650 468 745 13,4 10,4 *10 (m /s) 3,486 2

10 Tabla 3. Propiedades a varias temperaturas Acero y CuarzoPROPIEDADES A VARIAS TEMPERATURAS k(W/m.K)/Cp(J/kg.K) NOMBRE ACERO 100 9,2 272 39 20,8 200 400 600 800 1000

12,6 16,6 19,8 22,6 25,4 402 16,4 9,5 515 7,6 4,7 557 5 3,4 582 4,2 3,1 611

CUARZO

Condiciones de frontera. Para realizar los clculos de CFD es necesario conocer los coeficientes de transferencia de calor convectivo. El algoritmo mediante el cual se realiz el clculo del mismo se muestra para una de las paredes, en este caso para la pared de cuarzo de espesor 3 mm, para las dems se presentan los resultados tabulados: El calor perdido por conveccin se determina por la siguiente ecuacin [14] = ( ) E1

Donde h es el coeficiente de transferencia de calor, As el rea superficial, q el calor transferido, Ts la temperatura de la superficie y T la temperatura lejos del reactor. En este trabajo h se determin utilizando el nmero de Rayleigh (RaL) [14] el cual se utiliza para determinar la conveccin libre que existe entre el exterior del tubo y el aire ambiente:

==

(

)

E2

9,8 1/600(300 345)(0,003) = 5,185 73,9 10 51,79 10

Donde g es la gravedad, es el coeficiente de expansin trmica, L la longitud caracterstica, la difusividad trmica y la viscosidad cinemtica. Como RaL 109, E 3 se puede utilizar para encontrar el nmero de Nusselt (NuL): = 0,68 +,

,

E3

= 1,4549

11 Finalmente se encuentra que:

==

E4

= 20,70 /

1,4549 44,6 10 0,003

Un clculo similar para los dems materiales da como resultado los coeficientes de transferencia de calor que se muestra en la tabla 4: Tabla 4. Coeficientes convectivos usados en la simulacinCOEFICIENTES CONVECTIVOS PARA LOS DISTINTOS TIPOS DE PAREDES CUARZO g L 0,00307692 9,8 0,003 ACERO(3mm) ACERO(8mm) 0,003252033 9,8 0,003 0,003252033 9,8 0,00828

RaL NuL h (W/m *K)2

86,6290685 2,24973151 20,70

33,56973508 1,918840894 16,89

705,7894465 3,332756238 10,63

Las condiciones de frontera utilizada en el desarrollo del problema consideran: Entrada superior (entrada_1) Dos entradas inferiores (entrada_1 y entrada_2) izquierda y derecha respectivamente Una salida Tomando el lado izquierdo, de abajo hacia arriba: Pared de 9 cm de largo (aisl_1) Pared de 90 cm de largo que es la parte del tubo del reactor (figura 3) llamada pared_hot_izq Porcin de tubo con aislante denotado por aisl_2 Pared de cuarzo en la parte superior (vid_1) Porcin de acero de 8 mm de espesor en la parte superior del horno Todas estas paredes son de acero de 3 mm de espesor y de 7,62 mm de largo. Al lado derecho se definieron las paredes de la malla de la misma forma (equivalentes). Las tablas 5 y 6 muestran estas caractersticas de una forma ms detallada.

12 Tabla 5. Caractersticas de las corrientes de entrada a la mallaENTRADAS A LA MALLA VELOCIDAD NOMBRE entrada_1 entrada_2 entrada_3 FLUJO (L/min) 50 300 300 AREA(m ) 2,586*10 1,115*10 1,115*10-03 -03 -03 2

ENTRADA(m/s) 2,915*10 4,486*10 4,486*10-04 -03 -03

Las entradas 2 y 3 tienen los mismos valores de velocidad ya que en el horno son una misma, solo que al hacer el corte longitudinal, se separan en dos. El rea utilizada en la Tabla 5 se calcul con base en el rea real geomtrica de la entrada 1 y de la regin anular por la cual entra el nitrgeno en la parte inferior. Tabla 6. Caractersticas de las paredes de la mallaCARACTERISTICAS DE LAS PAREDES DE LA MALLA NOMBRE aisl_1, 3 aisl_2, 4 pared_hot_izq pared_hot_der vid_1, 2 met_1, 3 met_2, 4 MATERIAL ESPESOR (m) LARGO (m) cuarzo cuarzo cuarzo cuarzo acero acero 0,003 0,003 0,003 0,003 0,00828 0,003 0,09 0,09 0,9 0,053 0,005 0,00762 h (W/m K) 0 0 Ts=900K 20,7 10,63 16,892*

Las notaciones 1, 2 en aisl y met se refieren al lado izquierdo de la malla, mientras que las 3 y 4 al lado derecho de la malla, as como la notacin 2 en vid. Como lado derecho e izquierdo se refieren a Figura 2. As mismo las paredes del tubo interior por estar tan cerca del tubo exterior (5 mm) se supusieron con igual temperatura que este, 900 K. Un anlisis preliminar de la simulacin mostr que las condiciones de frontera definidas en la Tabla 5 no garantizaban el mismo flujo msico que se tena en el proceso. Lo anterior sucede pues para encontrar la velocidad del N2 a la entrada al horno por la parte superior, se utilizo el dato del flujo volumtrico (50 ml/min), y se dividi por el rea real de esta entrada, de acuerdo con: = E5

Donde r, es el radio efectivo de la entrada, r = 0,030165 m y como se mostr en la tabla 5, con estos valores se hallaron las velocidades de entrada al horno. El problema radica en que Fluent toma las reas de entrada en 2 dimensiones (2-D) y no 3 dimensiones (3-D), como se estaba haciendo en la simulacin, por tanto para Fluent el rea anterior es: =x

13 Siendo x=2r, si se quieren comparar las dimensiones. Mediante lo anterior se calculan los valores de flujo msico que se muestran en la Tabla 7. Tabla 7. Relaciones msicas de la 1era simulacin ARREAL FLUJO (mL/min, std) 50 300 AREAS FLUENT

ENTRADA SUPERIOR INFERIOR

RELACION 0,167

ENTRADA FLUJO (kg/s) RELACION -05 SUPERIOR 1,94*10 0,690 -05 INFERIOR 2,81*10

Se puede hacer esta comparacin entre el flujo volumtrico y el flujo msico ya que el compuesto es solo N2 y su densidad es constante. Se puede observar que la relacin dada usando las reas de Fluent es aproximadamente 4,3 veces la del rea real. Para tratar de solucionar este problema se decidi realizar otra simulacin con las reas que Fluent tomaba y verificar o comparar con la simulacin hecha inicialmente. En este caso se garantiza flujo constante mediante: = E6

Donde , es la densidad del N2 a las condiciones dadas, , el rea de las entradas al horno (que es la que varia) y por tanto , la velocidad debe hacerlo para que se conserve la masa. La Tabla 8 compara las dos simulaciones realizadas. Mientras en AR las velocidades son similares a las que se obtienen en el horno, pero los flujos msicos son distintos, en AF las velocidades son mucho menores, pero se conserva el flujo msico Tabla 8. Caractersticas de las simulacionesCARACTERISTICAS DE LAS SIMULACIONES SIMULACION AR AF Masa se conserva se conserva (densidad) constante constante rea Real Fluent velocidad no si

El paso a seguir era tomar las reas que Fluent obtena y con estas hallar unas nuevas velocidades, el resto de las condiciones de simulacin son semejantes a la primera, as: Tabla 9. Caractersticas de las corrientes de entrada a la mallaENTRADAS A LA MALLA VELOCIDAD NOMBRE entrada_1 entrada_2 entrada_3 FLUJO (L/min) 50 150 150 AREA(m ) 5,844*10 5,499*10 5,499*10-02 -03 -03 2

ENTRADA(m/s) 1,426*10 4,546*10 4,546*10-05 -04 -04

14

La Tabla 10 confirma que la relacin msica es igual en la simulacin AF. Tabla 10. Relaciones msicas de la 2da simulacin AFREAL ENTRADA FLUJO (L/min) SUPERIOR 50 INFERIOR 300 AREAS FLUENT ENTRADA SUPERIOR INFERIOR FLUJO (kg/s) 9,48E-07 2,85E-06 RELACION 0,1666 RELACION 0,166666667

Calculo de la velocidad dentro del reactor Con el fin de comparar los resultados obtenidos en Fluent con clculos independientes se realizaron clculos del perfil de velocidad dentro del reactor asumiendo un flujo laminar segn lo descrito por Bird et al. (Ver Figura 3 y Figura 4) [15].

Figura 3. Distribuciones de velocidad y densidad de flujo de cantidad de movimiento para el flujo en tubos cilndricos. [15]

15

E 7 describe la distribucin de velocidad dentro de un tubo cilndrico Los valores de las variables se explican en la Figura 3. =( )

1

E7

Figura 4. Flujo a travs de una rendija [15] E 8 describe la distribucin de velocidad dentro de una rendija (similar a como lo toma Fluent). Los valores de las variables se explican en Figura 4. =( )

1

E8

En ambas ecuaciones ( ) = , pues se desprecia el cambio en densidad dada el bajo valor de la misma para un gas. En el clculo se asumi un valor de L de 1,0 m, tomado desde el origen de coordenadas y donde el flujo ya se ha desarrollado. De acuerdo a la geometra del problema el valor de R es de 0,0275 m y el valor de B es de 0,01375 m, la mitad del radio R La viscosidad y la densidad, se tomaron de la base de datos de Fluent para N2 e igual a 1,7894*10-05 kg/m*s y densidad es de 1,138 kg/m3 respectivamente.

16 La presin en el punto donde se estudiaran los perfiles de velocidad es de 1,41*10-04 Pa. Para hallar los perfiles de velocidad se har variar tanto el radio r en el tubo real como la distancia en el eje x de B, y se compararan grficamente con los perfiles de velocidad suministrados por las simulaciones hechas en Fluent (AR y AF). Los resultados de estas ecuaciones son vlidos solamente para valores del nmero de Reynolds inferiores a 2100, para los que el flujo es laminar. Para este sistema se acostumbra definir el nmero de Reynolds por = , siendo D = 2R, el dimetro del tubo. [15] La Tabla 11 muestra que en este caso se trabaja con flujo laminar. Tabla 11. Determinacin de Re NUMERO DE REYNOLDSu (mm) r(m) 0,0275 1,79E-05 Densidad (kg/m3) 1,138 Vz (m/s) Re 5,21 1,30

B(m) 0,01375

0,001489763 0,000744881

17 PARTE III: RESULTADOS Las figuras 5 y 6 presentan el contorno y el perfil de temperatura en el eje axial para las simulaciones AF y AR. En las grficas se ve como la temperatura de los gases en la entrada inferior rpidamente alcanza la misma temperatura de las paredes. Este cambio es similar en ambas simulaciones. El perfil de temperaturas en la zona central muestra como los gases que entran por la parte superior se calientan rpidamente y alcanzan una temperatura cercana a la temperatura de las paredes entre 20 y 30 cm aguas abajo del punto de ingreso. Este resultado es vlido para ambas simulaciones.

Figura 5. Contornos de temperatura para las simulaciones

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Figura 6. Perfil de temperatura para las simulaciones Finalmente, la Figura 7 compara los resultados para la velocidad en el eje central determinada mediante las ecuaciones E 5 (Tubo) y E 6 (Placas) con los de las simulaciones de Fluent (AR y AF).

Figura 7. Comparacin de la distribucin de velocidades para la parte real y la simulacin hecha en Fluent.

19 La figura 7 muestra que la velocidad es superior en el eje central en el flujo a travs de un tubo que en la simulacin usando reas reales, aunque al acercarse a las paredes en la simulacin el valor de la velocidad es mayor. Al comparar las velocidades de la simulacin con reas que proporciona Fluent y el flujo a travs de una rendija, esta ltima alcanza valores ms altos, debido, a cmo se explic anteriormente, a la diferencia en flujo entre ambas configuraciones cuando se utiliza la simulacin en dos dimensiones. Sin embargo, la forma del perfil parablico es similar en los cuatro casos.

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PARTE IV: CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES

En este trabajo de grado se present la forma de desarrollar una malla que permite simular el comportamiento del perfil de temperatura al interior de un horno de pirlisis. Se realizaron dos simulaciones, una tomando las reas reales y otra con las reas que Fluent determinaba en 2-D. CONCLUSIONES Simulaciones en dos dimensiones utilizando un software CFD comercial permitieron determinar el perfil de temperatura del gas que fluye dentro de un reactor que se utilizar para caracterizar la pirlisis de biomasa recalcitrante. Los resultados muestran que 20 cm luego de la inyeccin el gas obtiene una temperatura similar a las de las paredes del reactor. En las simulaciones se encontraron dificultades cuando se realizaron en dos dimensiones pues no es posible garantizar al mismo tiempo que se conserve la velocidad y la masa. Sin embargo, cuando se simula el flujo dentro del reactor utilizando cualquiera de las dos aproximaciones se obtienen perfiles de temperatura similares. La comparacin de los resultados de Fluent con clculos de la velocidad de flujo laminar a travs de los ductos son diferentes y muestra una diferencia significativa entre ambos que se puede explicar por los mencionados problemas al garantizar el flujo msico y la velocidad cuando se realizan simulaciones en dos dimensiones.

RECOMENDACIONES Si bien simulaciones en dos dimensiones reducen el tiempo de clculo, se recomienda combinarlas con simulaciones en 3-D, especialmente cuando se mezclan corrientes para las cuales es importante controlar tanto el flujo como la velocidad. La determinacin de la temperatura en el horno sugiere que la inyeccin de biomasa en su lnea central debe considerar que en los primeros 20 cm la temperatura pasa de un valor de 298 K a 900 K. Esta variacin en temperatura se debe tener en cuenta al calcular la cintica de pirlisis.

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