Pirolisis 4

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CARACTERIZACION Y MODELAMIENTO DEL PERFIL DE TEMPERATURA AL INTERIOR DE UN HORNO DE PIRÓLISIS PARA BIOMASA HERNAN HIPOLITO RAMIREZ GONZALEZ UNIVERSIDAD UNIVERSIDAD NACIONAL DE COLOMBIA SEDE MEDELLIN FACULTAD DE MINAS MEDELLIN 2009 CARACTERIZACIÓN Y MODELAMIENTO DEL PERFIL DE TEMPERATURA AL INTERIOR DE UN HORNO DE PIRÓLISIS PARA BIOMASA HERNAN HIPOLITO RAMIREZ GONZALEZ Autor TRABAJO DIRIGIDO DE GRADO PARA OPTAR AL TITULO DE INGENIERO QUIMICO ALEJANDRO MOLINA OCHOA Asesor UNIVERSIDAD 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................................................................................................................ JUSTIFICACION................................................................................................................ 2 PARTE I: MARCO TEÓRICO ............................................................................................ 3 ESTADO DEL ARTE ...................................................................................................... 3 GENERALIDADES GENERALIDADES DE LA PIRÓLISIS FLASH ............................................................... 6 Temperatura ............................................................................................................... 6 Velocidad de calentamiento ........................................................................................ 6 Tiempo de residencia de los gases en el medio de reacción  ...................................... 6 Cantidad de muestra y tamaño de partícula ................................................................ 6 Tipo de reactor utilizado .............................................................................................. 7 PARTE II: DESARROLLO DE LA SIMULACIÓN ............................................................... 8 Generación de la malla de cómputo ............................................................................... 8 Condiciones de operación y propiedades pr opiedades termofísicas del fluido y de d e los materiales ..... 9 Condiciones de frontera. .............................................................................................. 10 Calculo de la l a velocidad dentro del reactor .................................................................... 14 PARTE III: RESULTADOS............................................................................................... 17 PARTE IV: CONCLUSIONES CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES RECOMENDACIONES ................................................. 20 CONCLUSIONES CONCLUSIONES ........................................................................................................ .................................................................................. ...................... 20 RECOMENDACIONES RECOMENDACIONES ................................................................................................ 20 BIBLIOGRAFIA BIBLIOGRAFIA................................................................................................................ 21 i LISTA DE FIGURAS 1. Dimensiones de la parte superior del horno h orno …………………………………………… …………………………………………………8 ……8 2. Dimensiones de la parte inferior del horno ……………………………… …………………………………………………9 …………………9 3. Distribuciones de velocidad y densidad de flujo de cantidad cantida d de movimiento para el flujo en tubos cilíndricos …………………………………………………………………..………….14 4. Flujo a través de una rendija……………………………………… rendija…………………………………………………………… …………………………15 ……15 5. Contornos de temperatura para las simulaciones ………………………………………..17 ………………………………………..17 6. Perfil de temperatura para las simulaciones ………………………………………… ………………………………………………18 ……18 7. Comparación de la distribución de velocidades para la parte real y la simulación hecha en Fluent ………………………………………………………………………………………….18 ii LISTA DE TABLAS Tabla 1. Propiedades del nitrógeno……………… n itrógeno…………………………………… ………………………………..……… …………..…………..9 …..9 Tabla 2. Propiedades a 300 K Acero y Cuarzo…………… Cua rzo……………………………… …………………………….……9 ………….……9 Tabla 3. Propiedades a varias temperaturas Acero y Cuarzo……………………………...10 Cuarzo……………………………...10 Tabla 4. Coeficientes convectivos usados en la l a simulación………………………………..11 simulación………………………………..11 Tabla 5. Características de las corrientes de entrada a la malla…………………………..12 malla…………………………..12 Tabla 6. Características de las paredes pa redes de la malla…………………………………… malla…………………………………………12 ……12 Tabla 7. Relaciones másicas de la 1era simulación AR………………………………………13 Tabla 8. Características de las simulaciones……………… simulaciones……………………………… …………………………………1 …………………133 Tabla 9. Características de las corrientes de entrada a la malla para la simulación hecha con las áreas de Fluent AF……………………………………………………13 Tabla 10. Relaciones másicas de la 2da simulación AF………………………………………14 Tabla 11. Determinación de Re………………… R e…………………………………… ……………………………….…… …………….……………..16 ………..16 1 INTRODUCCION El actual modelo de consumo energético, basado en la quema de combustibles fósiles (petróleo, carbón y gas), es insostenible debido a que los yacimientos de éstos combustibles se están agotando y su utilización 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 más amigables con el ambiente y de naturaleza renovable, como el biodiesel y el bioetanol, los más estudiados hasta el momento. En este último (bioetanol) se concentra el desarrollo de innumerables proyectos, algunos de los cuales ya están en funcionamiento, como son los de los ingenios azucareros del Valle del Cauca, cuya materia prima es la caña de azúcar 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/año 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 sobreproducción que no se aprovecha en su totalidad [1]. En la producción de bioetanol a partir de la planta de banano y su fruto se genera un subproducto, biomasa recalcitrante, la cual consiste en residuos sólidos que no pueden ser convertidos a combustible. Recientemente, en Colombia se ha logrado convertir tanto la pulpa de banano (rica en almidón) como la cáscara y pseudotallo (material lignocelulósico) en etanol, pero dependiendo del proceso y materia prima, entre el 10% y el 50% en peso seco pasa a ser biomasa recalcitrante[1]. recalcitrante [1]. Algunos de los usos que se le podría dar a esta biomasa es la de la producción de gases para combustión así mismo como la obtención de carbones activados mediante pirólisis cuyo medio inerte (nitrógeno gaseoso), proporcionan las condiciones ideales para la producción de tales productos. Los carbones activados generados del pseudotallo y la biomasa recalcitrante producto de hidrólisis enzimática presentan valores de adsorción similares a carbones activados comerciales (áreas 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 lignocelulósicos. El uso de la biomasa recalcitrante como materia prima para la producción de carbón activado aumentaría el valor agregado del proceso de producción de etanol [1]. La Universidad Nacional de Colombia, sede Medellín y en su nombre el grupo de investigación de Bioprocesos y Flujos Reactivos viene desarrollando un proyecto junto con la Universidad de Alicante para el estudio detallado del proceso de pirólisis 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 áreas 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 pirólisis desarrollado por un estudiante de Ingeniería Mecánica, así mismo la compra e instalación de un equipo de cromatografía de gases que permitirá la caracterización de los gases producidos en el proceso de pirólisis trabajo desarrollado por 2 un estudiante de Ingeniería Química y por último el que pretende desarrollar este trabajo dirigido de grado que no es más que la “Caracterización y modelamiento del perfil de temperatura al interior de un horno de pirólisis para biomasa”. JUSTIFICACION La importancia de la simulación de procesos en Ingeniería Química radica en la necesidad de comprender, caracterizar y describir lo que sucede dentro del proceso o hacer una aproximación lo más real posible a los fenómenos químicos y físicos que se presentan dentro de dichos procesos. En este trabajo de grado se estudia el horno vertical (reactor) en el cual ocurre la pirolisis (reacción). Para entender bien el proceso en el horno se debe caracterizar caracterizar el reactor de 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 reacción. Un conocimiento detallado del perfil de temperaturas. Para ello se simula el flujo utilizando un programa comercial de CFD (Dinámica de fluidos computacional) (Fluent) para obtener el perfil de temperatura dentro del horno. Se decide utilizar la simulación debido a la imposibilidad de realizar la medición 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 TEÓRICO ESTADO DEL ARTE La utilización de herramientas computacionales para simular, analizar y entender las componentes básicas y la posibilidad de mejorar o mirar otras opciones de los procesos ha venido siendo utilizada hace ya unos años, tal es así que ya hay paquetes de software casi que para cada rama de la ciencia en donde sea necesaria la utilización de simulación de procesos. En este trabajo de grado se utiliza una técnica de computación que se conoce por sus siglas CFD (Computational Fluid Dynamics) y que se refiere específicamente a la simulación de procesos donde interviene, como su nombre lo indica, la dinámica de fluidos. CFD tiene sus inicios cuando se tomó en cuenta el aire y sus componentes en la aerodinámica, más precisamente en la utilización de túneles de viento para el estudio de las variables en las que interviene el aire y las mejoras que se puedan hacer a los modelos aeronáuticos y espaciales. Hoy en día, se reconoce la relevancia tecnológica de la teoría aerodinámica (teoría de la dinámica de fluidos en general. Sin embargo, en el pasado se trataba sobre todo de una actividad académica, con resultados muy diferentes a las observaciones experimentales (primeras aplicaciones técnicas de dinámica de fluidos, independientemente de la teoría). Sin embargo, los avances tecnológicos y los mismos académicos han cerrado la brecha entre la teoría y la práctica, y hoy se observa una interacción fructífera entre los dos. El avión ha desempeñado un papel muy m uy estimulante en este desarrollo [3]. La teoría de la dinámica de fluidos tiene una historia ilustre. En el transcurso de los siglos, muchos grandes nombres han contribuido a la comprensión del flujo de fluidos y han ayudado en la construcción de la dinámica de fluidos teórica, paso a paso. Podría decirse que la dinámica de fluidos empieza con Aristóteles (384 a.C. -322), quien introdujo el concepto de medio continuo. Sin embargo el desarrollo actual de CFD comenzó 2000 años más tarde, cuando Leonhard Euler publicó sus ecuaciones de movimiento para el flujo de líquidos y gases, sobre la base de la segunda ley de Newton del movimiento, (Euler sólo tomó las fuerzas de presión en cuenta). Pasó un siglo y en 1845 George Stokes propusó ecuaciones de flujo de fluidos que consideran también la fricción. Las ecuaciones, que para un flujo incompresible, ya se habían encontrado por Claude Navier, y ahora se conoce como las ecuaciones de Navier-Stokes. Aunque la formulación de las ecuaciones de Navier-Stokes constituyen grandes avances, la consecuencia fue el desarrollo de un gran número de ecuaciones simplificadas, derivadas de estas para casos especiales. Resulta paradójico comprobar que la introducción de las ecuaciones de Navier-Stokes condujo a una mayor fragmentación en diferentes modelos de flujo, como los muchos modelos que hay para explicar el movimiento de un fluido, como el aire. Teóricamente la dinámica de fluidos se estancó a lo largo de un frente de problemas no lineales. Esta barrera se superó en la segunda mitad del siglo XX, con la matemática numérica. En este proceso jugó un papel clave un matemático húngaro, John von Neumann (19031957). 4 Von Newman trabajó el desarrollo de métodos numéricos para la solución 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 numéricas celda a celda para al final poder determinar su estado y su dinámica. d inámica. Cuando se estudia específicamente la simulación y modelamiento en hornos, tanto para pirólisis como para otros tipos de reacciones se encuentran en la literatura los artículos que se resumen a continuación. Papadikis, S. et al. [4] simularon el proceso de pirolisis de partículas de celulosa alimentadas continuamente a un reactor de lecho fluidizado a razón de 41,7 mg/s, así 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 u n modelo completo de la pirólisis en un reactor de lecho fluidizado [5]. En un trabajo posterior se toma además de todas las consideraciones anteriores la transferencia de calor del lecho fluidizado a la partícula de biomasa, así como la cinética de la reacción y se modelan según la literatura l iteratura [6] Siguiendo con los mismos autores y su trabajo en pirólisis pir ólisis flash nos referimos al modelado CFD de pirólisis flash de biomasa en un Reactor (EFR). El acercamiento Lagrangiano se adopta para el seguimiento de la partícula a través del reactor, mientras se estudia el flujo del gas inerte con el método estándar Euleriano para gases. El modelo incluye la degradación térmica de biomasa a carbón con la evolución simultánea de gases y alquitranes de una partícula par tícula de biomasa discreta. Las reacciones químicas se representan usando un modelo semi-global de dos fases. La distribución radial de los productos de la pirólisis se predice así como su efecto en las propiedades de la partícula. La transferencia de calor convectivo a la superficie de la partícula se determina usando la correlación de Ranz-Marshall [7]. En otro trabajo de los mismos autores, el modelado CFD de la pirólisis flash de biomasa en reactores de lecho fluidizado: Modelando el impacto de encogimiento e ncogimiento de la biomasa. Se modelan, la interacción fluido-partícula y el impacto de encogimiento en la pirólisis de biomasa dentro de un reactor de lecho fluidizado a razón de 150 g/h. Se inyectan dos partículas de biomasa de diámetro 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 desvolatilización de sólido, y (2) los parámetros de encogimiento igualan aproximadamente a la mitad de volumen de la partícula. Se analiza el efecto de encogimiento por calor y transferencia de movimiento, velocidad y rendimiento del producto, tiempo de pirólisis y tamaño de la partícula considerando la geometría esférica. 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 partícula de biomasa discreta, así como la cinética de reacción de biomasa son modelados según la literatura. El movimiento de la partícula 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 pirólisis en la opción de definir función por el usuario (UDF). ( UDF). [8] 5 Otros autores como Rizzardi et al. [9] utilizaron CFD para simular pirólisis flash en un horno con geometría similar a la que se emplea en este trabajo aún cuando las condiciones de operación fueron diferentes. Finalmente Brown et al [10] diseñaron un reactor para el estudio de la pirólisis flash de biomasa y utilizaron herramientas CFD para predecir el perfil de tiempo-temperatura de los reactivos y la comprensión de los procesos internos del reactor. 6 GENERALIDADES GENERALIDADES DE LA PIRÓLISIS FLASH Para entender el concepto de pirólisis flash  es necesario ampliar un poco el conocimiento acerca del proceso de pirólisis , a continuación se explicaran algunos términos y parámetros que influyen de algún modo en esta: En un proceso de pirólisis se obtienen tres fracciones de productos diferentes: gaseosa, líquida y sólida. La proporción en que se produce cada una depende de una serie de factores que influyen en el proceso de pirólisis y pueden modificar el rendimiento alcanzado por las mismas y que se presentan a continuación: im portantes en un proceso de pirólisis. pir ólisis. Cuanto Temperatura: Es una de las variables más importantes mayor es esta temperatura mayor será el craqueo producido, por lo que se favorecerán los productos volátiles (o gaseosos) frente al resto de compuestos. Desde este punto de vista, pueden distinguirse tres zonas de temperatura de pirólisis en función del predominio de de las distintas fracciones que se generan durante dicho proceso: - Entre 200 °C y 330 °C: en este rango de temperatu tem peratu ras la fracción fra cción mayoritaria obtenida es la fracción sólida puesto que la descomposición del material tiene lugar en una baja extensión. - Entre 330 33 0 °C y 450 °C: en esta zona, zon a, la fracción fracc ión líquida líqui da alcanza rendimi r endimientos entos 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 l a fracción gas. Además de la variación en los rendimientos alcanzados por las distintas fracciones generadas, la temperatura de degradación presenta una influencia significativa en la composición de dichas fracciones. Velocidad de calentamiento:  Se pueden distinguir dos tipos de procesos extremos en función de la velocidad de calefacción utilizada: pirolisis lenta y pirólisis flash. flash. En una pirólisis lenta, la velocidad de calefacción es del orden de K/min o incluso de K/h. En este caso, la fracción sólida aumenta su rendimiento descendiendo el de gases y líquidos. En una pirólisis flash se emplean velocidades de calentamiento superiores a 250 K/s y se favorece la formación de productos líquidos y gaseosos. Tiempo de residencia de los gases en el medio de reacción:  Entre las diferentes variables que pueden influir en el proceso de pirólisis cabe destacar el tiempo de residencia de los volátiles generados en el interior del reactor. Durante el proceso de degradación 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 descomposición son sometidos a una temperatura similar a la que fueron generados, por lo que el proceso de craqueo sobre estos compuestos podría continuar a lo largo del reactor, modificando la distribución de productos obtenidos en el primer paso de la descomposición de la muestra. Cantidad de muestra y tamaño de partícula:  Afectan fundamentalmente a la transferencia de materia y a la transmisión de de calor en el reactor, ya que las partículas grandes no se calientan tan rápidamente como las pequeñas. En muchos estudios se ha encontrado que cuanto menor sea el tamaño de la partícula degradada menor es la cantidad de fracción sólida obtenida, mientras que la producción de la fracción líquida y gaseosa aumenta. 7 Tipo de reactor utilizado:  En la bibliografía existen una gran cantidad de trabajos sobre pirólisis, tanto térmica como catalítica, 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. Tendrán mayor o menor influencia sobre los resultados obtenidos en función del diseño del reactor utilizado, por lo que la comparación entre diversos trabajos existentes en la bibliografía resulta, en ocasiones, complicado. Entre los distintos tipos de reactores más utilizados en la bibliografía 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 había dicho la pirólisis flash es un proceso termoquímico que bajo condiciones de temperaturas elevadas (aproximadamente de 900 K) y tiempo de residencia corto convierte materiales orgánicos en cenizas características, alquitrán y gas. El Alquitrán que se produce se puede caracterizar como una mezcla homogénea de materia orgánica y agua que se refiere comúnmente como Bio-Oil. Puede ser utilizado en las cámaras de combustión existentes actualmente y en sistemas de distribución de combustibles fósiles pesados, mientras que el gas se puede utilizar para calor de proceso y/o gas de combustión [12]. Los reactores de lecho fluidizado y de separación (ablative ) son las dos principales tecnologías disponibles para la pirólisis 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 tecnología conocida, el lecho fluidizado tienen varios inconvenientes como la necesidad de un gran flujo de gas inerte para el transporte de calor y fluidización, una relativamente baja capacidad / volumen y la necesidad de que el tamaño de las partículas de alimentación sean pequeñas. En este trabajo se considera el flujo de nitrógeno a muy baja velocidad en el horno. El calor lo suministran resistencias eléctricas. Mediante la inyección del combustible por la parte superior se alcanza una velocidad de calentamiento de aproximadamente 10.000 K/s. 8 PARTE II: DESARROLLO DE LA SIMULACIÓN Generación de la malla de cómputo Para el desarrollo de la simulación se utilizó el software Fluent 6.2.16. Se empleó la herramienta para desarrollar la malla dos dimensiones que representa la geometría a simular. La malla en dos dimensiones representa una aproximación inicial al problema que permite disminuir el tiempo de cómputo. Las figuras 1 y 2 muestran las dimensiones y características 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 9 0 cm en la cual están dispuestas las resistencias eléctricas que generan el calor necesario para llevar a cabo la reacción 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 h orno (mm). Para dibujar en Gambit la malla en 2-D, se hizo un corte longitudinal del horno cilíndrico. Se tuvieron en cuenta además 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 armazón de acero inoxidable de color gris. En la parte inferior solo se dibujó hasta el final del aislamiento inferior en gris (ver figura 2). Con la malla definida se procedió a analizar las condiciones de frontera como se explica posteriormente. 9 Figura 2. Dimensiones de la parte inferior del horno (cm). Se registra ingreso de nitrógeno a través de la parte p arte central superior y a través de la parte lateral inferior en la región anular entre los tubos 1 y 2 (ver Figura 1). Condiciones de operación y propiedades termofísicas del fluido y de los materiales Las condiciones de operación que se tuvieron en cuenta para desarrollar la simulación fueron las siguientes: Alimentos: 50 ml/min de nitrógeno (estándar, 298 K, 101235 Pa) por la parte superior 300 ml/min de nitrógeno (estándar) por la región inferior anular entre tubos 1 y 2 (ver figura 1) En la simulación se utilizaron las propiedades del nitrógeno, 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 Nitrógeno como del cuarzo y del acero inoxidable de la parte superior del horno, que se presentan a continuación: Tabla 1. Propiedades del Nitrógeno PROPIEDADES DEL NITROGENO [14] -6 2 -6 2 K*10-3 (W/m*K) ϑ*10 (m /s) α*10 (m /s) 51,79 27,39 73,9 Pr 0,713 Tabla 2. Propiedades a 300 K Acero y Cuarzo PROPIEDADES A 300 K NOMBRE PTO. DE FUSION (K) ρ(Kg/m3) Cp(J/Kg*K) k(W/m*K) ACERO 1670 8238 468 13,4 CUARZO 1883 2650 745 10,4 (m2/s) 3,48 α*10 6 10 Tabla 3. Propiedades a varias temperaturas Acero y Cuarzo PROPIEDADES A VARIAS TEMPERATURAS k(W/m.K)/Cp(J/kg.K) NOMBRE 100 200 400 600 800 1000 9,2 12,6 16,6 19,8 22,6 25,4 272 402 515 557 582 611 39 16,4 7,6 5 4,2 CUARZO 20,8 9,5 4,7 3,4 3,1 ACERO Condiciones de frontera. Para realizar los cálculos de CFD es necesario conocer los coeficientes de transferencia de calor convectivo. El algoritmo mediante el cual se realizó el cálculo del mismo se muestra para una de las paredes, en este caso para la pared de cuarzo de espesor 3 mm, para las demás se presentan los resultados tabulados: El calor perdido por convección se determina por la siguiente ecuación [14] E1  = ℎ ∗ ( ( −  ∝) Donde h es el coeficiente de transferencia de calor, As el área superficial, q el calor transferido, Ts la temperatura de la superficie y T∝ la temperatura lejos del reactor. En este trabajo h se determinó utilizando el número de Rayleigh (RaL) [14] el cual se utiliza para determinar la convección libre que existe entre el exterior del tubo y el aire ambiente: ( )  = ( ∝ ∞ E2  ( ) 9, 8 ∗ 1/600 1/ 600( 300−345) 300−345 (0, 0 03)  = 73,9∗10 ∗51,79∗10 = 5,185 Donde g es la gravedad, β es el coeficiente de expansión térmica, L la longitud característica, α la difusividad térmica y υ la viscosidad cinemática. Como Ra L ≤ 109, E 3 se puede utilizar para encontrar el número de Nusselt (NuL):  ,  ∗   = 0,0,68 + ,       = 1,4549 E3 11 Finalmente se encuentra que: ℎ = ∗ E4  ℎ = 1,4549∗44,6∗10 0,003 ℎ = 20,70/ ∗  Un cálculo similar para los demás materiales da como resultado los coeficientes de transferencia de calor que se muestra en la tabla 4: Tabla 4. Coeficientes convectivos usados en la simulación COEFICIENTES CONVECTIVOS PARA LOS DISTINTOS TIPOS DE PAREDES CUARZO ACERO(3mm) ACERO(8mm) β 0,00307692 0,003252033 0,003252033 g 9,8 9,8 9,8 L 0,003 0,003 0,00828 RaL NuL h (W/m2*K) 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 d el 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 Porción de tubo con aislante denotado por aisl_2 Pared de cuarzo en la parte superior (vid_1) Porción 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 características de una forma más detallada. 12 Tabla 5. Características de las corrientes de entrada a la malla ENTRADAS A LA MALLA NOMBRE entrada_1 entrada_2 entrada_3 FLUJO (L/min) AREA(m ) VELOCIDAD ENTRADA(m/s) 50 300 300 2,586*10-03 1,115*10-03 1,115*10-03 2,915*10-04 4,486*10-03 4,486*10-03 2 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 área utilizada en la Tabla 5 se calculó con base en el área real geométrica de la entrada 1 y de la región anular por la cual entra el nitrógeno en la parte inferior. Tabla 6. Características de las paredes de la malla CARACTERISTICAS DE LAS PAREDES DE LA MALLA NOMBRE MATERIAL ESPESOR (m) LARGO (m) h (W/m2*K) aisl_1, 3 cuarzo 0,003 0,09 0 aisl_2, 4 cuarzo 0,003 0,09 0 pared_hot_izq cuarzo 0,003 0,9 Ts=900K pared_hot_der vid_1, 2 cuarzo 0,003 0,053 20,7 met_1, 3 acero 0,00828 0,005 10,63 met_2, 4 acero 0,003 0,00762 16,89 Las notaciones 1, 2 en aisl y met se refieren al lado izquierdo de la malla, ma lla, mientras que las 3  y 4  al lado derecho de la malla, así como la notación 2  en vid . Como lado derecho e izquierdo se refieren a Figura 2. Así 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 análisis preliminar de la simulación mostró que las condiciones de frontera definidas en la Tabla 5 no garantizaban el mismo flujo másico que se tenía 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 volumétrico (50 ml/min), y se dividió por el área real de esta entrada, de acuerdo con:   =  E5 Donde r, es el radio efectivo de la entrada, r = 0,030165 m  y como se mostró en la tabla 5, con estos valores se hallaron las velocidades de entrada al horno. El problema radica en que Fluent toma las áreas de entrada en 2 dimensiones (2-D) y no 3 dimensiones (3-D), como se estaba haciendo en la simulación, por tanto para Fluent el área anterior es:   = x 13 Siendo x=2r , si se quieren comparar las dimensiones. Mediante lo anterior se calculan los valores de flujo másico que se muestran en la Tabla 7. Tabla 7. Relaciones másicas de la 1era simulación AR REAL FLUJO ENTRADA (mL/min, std) RELACION SUPERIOR 50 0,167 INFERIOR 300 AREAS FLUENT ENTRADA FLUJO (kg/s) RELACION SUPERIOR 1,94*10-05 0,690 -05 INFERIOR 2,81*10 Se puede hacer esta comparación entre el flujo volumétrico y el flujo másico ya que el compuesto es solo N2 y su densidad es constante. Se puede observar que la relación dada usando las áreas de Fluent es aproximadamente ap roximadamente 4,3 veces la del área real. Para tratar de solucionar este problema se decidió realizar otra simulación con las áreas que Fluent tomaba y verificar o comparar con la simulación hecha inicialmente. En este caso se garantiza flujo constante mediante:  =  ∗  ∗  E6 Donde  , es la densidad del N a las condiciones dadas,   , el área de las entradas al horno (que es la que varia) y por tanto , la velocidad debe hacerlo para que se conserve la masa. La La Tabla 8 compara las dos simulaciones realizadas. Mientras en A las 2 R velocidades son similares a las que se obtienen en el horno, pero los flujos másicos son distintos, en AF las velocidades son mucho menores, pero se conserva el flujo másico Tabla 8. Características de las simulaciones CARACTERISTICAS DE LAS SIMULACIONES SIMULACION Masa Área velocidad ρ(densidad) AR se conserva constante Real no AF se conserva constante Fluent si El paso a seguir era tomar las áreas que Fluent Flue nt obtenía y con estas hallar unas nuevas velocidades, el resto de las condiciones de simulación son semejantes a la primera, así: Tabla 9. Características de las corrientes de entrada a la malla ENTRADAS A LA MALLA VELOCIDAD NOMBRE entrada_1 entrada_2 entrada_3 FLUJO (L/min) 50 150 150 2 AREA(m ) 5,844*10-02 5,499*10-03 5,499*10-03 ENTRADA(m/s) 1,426*10-05 4,546*10-04 4,546*10-04 14 La Tabla 10 confirma que la relación másica es igual en la simulación AF. Tabla 10. Relaciones másicas de la 2da simulación AF REAL ENTRADA FLUJO (L/min) RELACION SUPERIOR 50 0,166666667 INFERIOR 300 AREAS FLUENT ENTRADA FLUJO (kg/s) SUPERIOR 9,48E-07 INFERIOR 2,85E-06 RELACION 0,1666 Calculo de la velocidad dentro del reactor Con el fin de comparar los resultados obtenidos en Fluent con cálculos independientes se realizaron cálculos del perfil de velocidad dentro del reactor asumiendo un flujo laminar según lo descrito por Bird Bird et al. (Ver (Ver Figura 3 y Figura 4) [15]. Figura 3. Distribuciones de velocidad y densidad de flujo de cantidad de d e movimiento para el flujo en tubos cilíndricos. [15] 15 E 7 describe la distribución de velocidad dentro de un tubo cilíndrico Los valores de las variables se explican en la Figura 3.  = () 1− 1 −  E7 Figura 4. Flujo a través de una rendija [15] E 8 describe la distribución de velocidad dentro de una rendija (similar a como lo toma Fluent). Los valores de las variables se explican en Figura 4. E8  = () 1− 1 −  En ambas ecuaciones ( −  ) =  , pues se desprecia el cambio en densidad dada el bajo valor de la misma para un gas. En el cálculo se asumió un valor de L de 1,0 m, tomado desde el origen de coordenadas coorde nadas y donde el flujo ya se ha desarrollado. De acuerdo a la geometría 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 presión en el punto donde se estudiaran los perfiles de velocidad es de 1,41*10-04 Pa. Para hallar los perfiles de velocidad se hará variar tanto el radio r en el tubo real como la distancia en el eje x de B, y se compararan gráficamente con los perfiles de velocidad suministrados por las simulaciones hechas en Fluent (AR y AF). Los resultados de estas ecuaciones son válidos solamente para valores del número de Reynolds inferiores a 2100, para los que el flujo es laminar. Para este sistema se acostumbra definir el número de Reynolds por  , siendo D = 2R, el diámetro del tubo. [15] La Tabla 11 muestra que en este caso se trabaja con flujo laminar.  =  ∗∗  ∗  Tabla 11. Determinación de Re NUMERO DE REYNOLDS r(m) 0,0275 B(m) 0,01375 u (mm) Densidad (kg/m3) Vz (m/s) 1,79E-05 1,138 0,001489763 0,000744881 Re 5,21 1,30 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 gráficas se ve como la temperatura de los gases en la entrada inferior rápidamente alcanza la misma temperatura de las paredes. Este cambio es similar en ambas simulaciones. simulaciones. El perfil de temperaturas temperaturas en la zona central muestra muestra como los gases que entran por la parte superior se calientan rápidamente 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 válido para ambas simulaciones. Figura 5. Contornos de temperatura para las simulaciones 18 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. Comparación de la distribución de velocidades para la l a parte real y la simulación hecha en Fluent. 19 La figura 7 muestra que la velocidad es superior en el eje central en el flujo a través de un tubo que en la simulación usando áreas reales, aunque al acercarse a las paredes en la simulación el valor de la velocidad es mayor. Al comparar las velocidades de la simulación con áreas que proporciona Fluent y el flujo a través de una rendija, esta última alcanza valores más altos, debido, a cómo se explicó anteriormente, a la diferencia en flujo entre ambas configuraciones cuando se utiliza la simulación en dos dimensiones. Sin embargo, la forma del perfil parabólico es similar en los cuatro casos. 20 PARTE IV: CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES En este trabajo de grado se presentó la forma de desarrollar una malla que permite simular el comportamiento del perfil de temperatura al interior de un horno de pirólisis. Se realizaron dos simulaciones, una tomando las áreas reales y otra con las áreas 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 utilizará para caracterizar la pirólisis de biomasa recalcitrante. Los resultados muestran que 20 cm luego de la inyección 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 comparación de los resultados de Fluent con cálculos de la velocidad de flujo laminar a través de los ductos son diferentes y muestra una diferencia significativa entre ambos que se puede explicar por los mencionados problemas al garantizar el flujo másico y la velocidad cuando se realizan simulaciones en dos dimensiones. RECOMENDACIONES Si bien simulaciones en dos dimensiones reducen el tiempo de cálculo, 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 determinación de la temperatura en el horno sugiere que la inyección de biomasa en su línea central debe considerar que en los primeros 20 cm la temperatura pasa de un valor de 298 K a 900 K. Esta variación en temperatura se debe tener en cuenta al calcular la cinética de pirólisis. 21 BIBLIOGRAFIA [1] Romero, Aroldoa, b. Salinas, Concepcióna. Linares, Ángela. Molina, Alejandrob. Garcia, Pilarb. Ruiz, Ángela b “Producción de carbones activados a partir de biomasa recalcitrante proveniente del proceso de producción de alcohol a partir de la planta de banano y su fruto” aDepartamento de Química Inorgánica, Universidad de Alicante, España. bEscuela de procesos y energía, Universidad Nacional de Colombia sede Medellín. [2] Romero, A. 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