Depuración de dioxinas de una planta incineradora de residuos domésticos

Equation Chapter 1 Section 1 Proyecto Fin de Grado Grado en Ingeniería Química Depuración de dioxinas de una planta incineradora de residuos domésticos Autor: Tomás Pérez Fernández Tutor: Antonio Morales Carrasco Dpto. Ingeniería Química y Ambiental Escuela Técnica Superior de Ingeniería Universidad de Sevilla Sevilla, 2019 iii Proyecto Fin de Carrera Ingeniería de Telecomunicación Depuración de dioxinas de una planta incineradora de residuos domésticos Autor: Tomás Pérez Fernández Tutor: Antonio Morales Carrasco Profesor titular Dpto. de Ingeniería Química y Ambiental Escuela Técnica Superior de Ingeniería Universidad de Sevilla Sevilla, 2019 v Proyecto Fin de Carrera: Depuración de dioxinas de una planta incineradora de residuos domésticos Autor: Tomás Pérez Fernández Tutor: Antonio Morales Carrasco El tribunal nombrado para juzgar el Proyecto arriba indicado, compuesto por los siguientes miembros: Presidente: Vocales: Secretario: Acuerdan otorgarle la calificación de: Sevilla, 2018 El Secretario del Tribunal vii A mi familia A mis maestros ix Agradecimientos Para empezar mis agradecimientos van referidos, como no podría ser de otra manera, a mis padres, Luis y Tere, y a mi hermana Marina por estar a mi lado tanto en los momentos dificiles como en los más agradables que mi trayectoria académica me ha dado. A mis titos Teresa y Paco por tener un gran hueco en mi corazón y por preocuparse por mis estudios casi tanto como yo. A mis profesores/as, por prestarme parte de sus concimientos y sabiduría sin los cuales no hubiera llegado hasta aquí, con mención especial a mi tutor Don Antonio Morales por llevar el seguimiento de este trabajo y aguantar mis cientos de consultas por correo electrónico. Tomás Pérez Fernández Sevilla, 2018 Índice de figuras Figura 1-2: Horno de parrilla móvil ............................................................................................................. 12 Figura 1-2: Horno de lecho fluidizado ......................................................................................................... 14 Figura 1-3: Estructura molecular dioxinas y furanos .................................................................................... 15 Figura 1-7: Perfil de temperaturas de los gases en planta de incineración de RD ........................................ 22 Figura 2-1: Proceso de incineración con sistema de depuración de PCDD/Fs incorporado .......................... 28 Figura 2-2: Diagrama de flujo de proceso del sistema de depuración de PCDD/Fs ..................................... 30 Figura 2-3: Relación entre ángulo de la tolva y ángulo de fricción en función del régimen de flujo ............ 33 Figura 2-4: Representación del sistema neumático de inyección de adsorbente ........................................ 38 Figura 2-5: Nomograma para el cálculo de longitudes equivalentes de accesorios ..................................... 40 Figura 2-6: Ábaco de Moody ...................................................................................................................... 41 Figura 2-7: Dinámica de inyección del adsorbente en el conducto de gases de combustión ....................... 44 Figura 2-8: Posición geométrica inyector ..................................................................................................... 45 Figura 2-9: Posición inyectores en conducto de gases de combustión ......................................................... 46 Figura 2-10: Válvula alveolar rotativa ......................................................................................................... 47 Figura 2-11: Rotor de álabes de volumen reducido .................................................................................... 47 Figura 3-1: Sistema de control básico de proceso de depuración de PCDD/Fs ............................................ 50 Figura 3-2: Diagrma de bloques para el control avanzado de PCDD/Fs ....................................................... 51 xvii Índice de tabla Tabla 1-1: Dosis letales del 2,3,7,8-TCDD en animales ................................................................................. 19 Tabla 1-2: Factores de equivalencia tóxica para cada PCDD y PCDF ............................................................ 21 Tabla 1-3: Emisiones totales de dioxinas en la UE y USA .............................................................................. 22 Tabla 1-4: Rango valores típicos de composición de los gases brutos .......................................................... 23 Tabla 1-5: Rango valores típicos de composición de RD a incinerar ............................................................. 24 Tabla 1-6: Emisiones totales dioxinas en incineración ................................................................................. 25 Tabla 2-1: Balance de materia por corrientes ............................................................................................... 32 Tabla 2-2: Propiedades dinámicas del carbón ............................................................................................. 34 Tabla 2-3: Longitudes equivalentes según diámetros de tubería ................................................................. 40 Tabla 2-4: Pérdida de carga en accesorios ................................................................................................... 42 Tabla 6-1: Parámetro de colisión en función de kT/ε ................................................................................... 65 Tabla 7-1: Costes equipos en operación construidos con acero al carbono] ................................................. 93 Tabla 7-2: Coste real y corregido de los equipos .......................................................................................... 93 Tabla 7-3: Coste total de inversión por el método de Chilton ...................................................................... 95 Índice de gráficas Gráfica 2-1: Longitud de mezcla del adsorbente en función del número de boquillas de Gráfica ............... 44 Gráfica 6-1: Regresión exponencial de la integral de colisión y el parámetro kT/ε ...................................... 66 Gráfica 6-2: Eliminación de PCDD/Fs en función del área de filtración (nº de mangas) .............................. 91 Gráfica 6-3: Concentración de PCDD/Fs de salida en función de la dosis de CA inyectado ........................... 92 [Figura 10: Emisiones totales dioxinas en incineración]24 ....................................................................................... 4 [Tabla XXDSXF: Balance de materia por corrientes] ........................................................................................ 1 [Tabla XXX: Propiedades dinámicas del carbón] ................................................................................................... 4 [Tabla HFCK: Longitudes equivalentes según diámetros de tubería] ............................................................ 1 [Tabla KHCG: Pérdida de carga en accesorios] ...................................................................................................... 4 Figura CFR: Parámetro de colisión en función de kT/ε ................................................................................... 1 [Tabla IHK: Costes equipos en operación construidos con acero al carbono] ...................................................... 4 [Tabla GAFS: Coste real y corregido de los equipos] ..................................................................................... 1 [Tabla KHGV: Coste total de inversión por el método de Chilton] ....................................................................... 4 xix 1 INTRODUCCIÓN 1.1 La incineración de residuos domésticos La incineración de residuos domésticos (RD), entendido como valorización energética de residuos, es una vía de gestión de estos contemplada en la jerarquía de residuos propuesta por primera vez en la Directiva Marco de Residuos de la Unión Europea (1975/442/CEE). Este escalón de la pirámide ocupa el penúltimo lugar en actuaciones para la gestión/tratamiento, considerándose la alternativa a la eliminación en vertederos controlados de residuos no valorizables materialmente. Según se dicta en el Anexo II de la Directiva 2008/98/CE, se considerará como tratamiento térmico toda utilización de residuos como combustible principal (70% de su poder calorífico neto) u otro modo de producir energía, siempre y cuando consiga unos valores de eficiencia energética del 60% (para instalaciones inscritas en momentos anteriores al 1 de enero de 2009) o 65%, para las más modernas, ambas calculadas según el fin de la instalación, como producción de energía en forma de calor o electricidad1. El fin principal de la incineración es, tras un pretratamiento adecuado, conseguir la reducción del volumen y peligrosidad de los residuos, permitiendo también su recuperación energética o material. Se calcula que en los estados miembros de la Unión Europea se generan alrededor de 200 millones de toneladas de residuos incinerables, calculado según su contenido en humedad, composición química y poder calorífico, de los cuales solo 50 serán incinerados2. En Europa existen dos tendencias para el tratamiento de los RD. Ciertos países abogan por su eliminación en vertederos controlados encabezados por Irlanda, Grecia y España que llevan el 100, 93 y 85 % de sus RD a vertedero respectivamente. Por otro lado están aquellos países favorables a la incineración como Holanda(76%), Dinamarca (56%) y Luxemburgo(48%)3. Nótese a partir de estos datos que la elección entre la incineración o el vertido está fuertemente condicionada por la cantidad de terreno disponible para el vertido en cada población. Otro factor a considerar es la capacidad de venta de la energía en forma de calor, puesto que en este caso los rendimientos energéticos netos serán mayores, ya que no existirán pérdidas por conversión de energía térmica a eléctrica asociadas a la termodinámica de dicho proceso. Por lo tanto en países con climas más cálidos la venta de energía calorífica (es decir, de vapor) estará mucho más limitada que en las zonas más gélidas. Estas circunstancias, usualmente se suman a la alarma social creada por este tipo de instalaciones a raíz de su potencial contaminante del medio ambiente, por sus emisiones a la atmósfera, suelos y aguas. Es por ello que se hace necesario el control de estas emisiones, a través de los sistemas de tratamiento y medidas de actuación frente a los posibles agentes contaminantes producidos, intentando reportar a su vez el mayor beneficio social y económico posible. 1.1.1 Tipos de hornos: Según el tratamiento térmico que se requiera o las características del residuo a tratar, existirá una tecnología para cada caso. Los hornos son el corazón de toda instalación de incineración, ya que aquí se realizarán las transformaciones necesarias para lograr los fines perseguidos respecto al tratamiento de estas sustancias. Para el caso de los RD, hornos más ampliamente utilizados son: 1.1.1.1 Horno de parrilla móvil: El horno de parrilla móvil (Figura 1-1) es sin duda el tipo de horno más empleado. En Europa, alrededor del 90% de las instalaciones de incineración de RD utilizan este sistema4. Introducción 12 12 [Figura 1-1: Horno de parrilla móvil] Como característica común a algunos tipos de horno, previo a la tolva de alimentación (6), posee un depósito de llegada o bunker(3), para amortiguar los picos de llegada de residuo, lo que le permitirá al horno trabajar en régimen continuo y constante. Una vez almacenado en el bunker, el combustible entrará por la tolva de alimentación, especialmente diseñada según el tipo de residuo y pretratamiento al que se le somete. Entre la tolva y la zona de incineración primaria (la parrilla), se sitúa la válvula de retención (4) que impide la salida de los gases desde el horno, hacia el exterior. Las parrillas (2), son los sistemas con los que están dotados estos tipos de hornos que consiguen el avance de los RD a lo largo del horno hasta la zona de descarga y la buena distribución del aire. Estas parrillas tienen un sistema de cribado (9) por el que los materiales más finos caerán y serán recogidos en el cenicero de fondo (17) o recirculados a la tolva de alimentación, cuidando de no provocar la combustión de los residuos a incinerar presentes en la tolva por la alta temperatura que poseerán estos materiales recirculados. Existen varios tipos de parrillas, que proporcionarán grados de mezcla diferentes e influirán en el diseño de la zona de combustión, como pueden ser los de:  Parrilla oscilante: Son un conjunto de placas dispuestas en serie que generan en el combustible movimientos verticales que ayudados por la inclinación de la cámara, provocan el avance y agitación del residuo  Parrilla reciprocante o de vaivén: Viene a ser el tipo de parrilla más utilizado, sobre todo, en las instalaciones más modernas de incineración debido a su capacidad de generar buenas combustiones. Se caracterizan por su movimiento de adelante hacia atrás en sentido al flujo de residuos (de empuje) o en sentido inverso a este (reciprocante inversa).  Parrilla móvil: Cintas transportadoras o sistemas de bielas conectadas que mueven los sólidos hacia la zona de descarga. Al contrario que la anterior, es la menos usada, ya que la mezcla entre el aire y el combustible solo se produce en el paso de este de un sistema de parrillas al otro. 13  Parrilla de rodillos: Consta de una serie de rodillos perforados que agitan en residuo en el paso de un rodillo a otro. Los sistemas de parrillas suelen estar refrigerados con aire o agua, si el residuo tiene un poder calorífico elevado de entre 12 y 15 MJ/kg, para de esta forma asegurar la durabilidad del material y mejorar el control de la temperatura a nivel local y por tanto de la combustión. La descarga final del material incombustible se realiza por una apertura presente al final de la cámara que vierte dicho material, a alta temperatura, a una cuba de agua (18), para conseguir un enfriamiento brusco y por lo tanto, una vitrificación del material tal que lo haga prácticamente inlixiviable. Este estanque de agua, también sirve de sello hidráulico para aislar la cámara de combustión del exterior, por donde se extraerán las escorias (19). Este sistema deberá ir dotado de un sistema de purga para evitar la acumulación de sales y de un sistema de reposición de agua que evite la bajada de nivel del estanque a causa de las pérdidas de líquido por evaporación y por salida con las escorias. En este tipo de hornos, el aire primario (10) precalentado (o no), entra por la parte inferior de la parrilla, de manera que se produzca la mejor mezcla posible con el residuo. Este aire suele proceder de la cámara del bunker, reduciendo así las posibles demisiones de metano que se pudieran generar en la descomposición biológica de la fracción biodegradable durante el almacenamiento aquí. El aire secundario (1) se inyecta en la cámara de combustión en una zona superior a la parrilla para asegurar la completa combustión y destrucción de volátiles procedentes de los residuos. 1.1.1.2 Horno de lecho fluidizado Este tipo de horno está especialmente indicado para la incineración de lodos de EDAR y residuos domésticos pretratados, que permitan ser alimentados al horno y asegurar una operación estable. Para el caso de estos últimos el pretratamiento consiste en la trituración y una separación de materiales férreos, seguido de una peletización que asegure que su tamaño máximo no supera los 50 mm (200-300 mm para lechos fluidizados rotativos). Como se observa en la figura 1-2, este horno consistirá en un cilindro vertical, donde en su sección inferior se encuentra un lecho de arena o ceniza fluidificada que conseguirá la abrasión de los pellets de residuo para facilitar su combustión. La fluidificación se inducirá al lecho mediante aire primario introducido y distribuido por unas boquillas situadas en la zona inferior del equipo. La alimentación del residuo pretratado se realizará por el lateral o por la zona superior del horno. Introducción 14 14 [Figura 1-2: Horno de lecho fluidizado] En el lecho se alcanzarán temperaturas de unos 650ºC mientras que en la zona superior del lecho (o margen libre), lugar de retención de los gases de combustión para la destrucción de volátiles, se alcanzarán temperaturas de entre 850 y 950 ºC, siendo necesario el precalentamiento del aire (y del lecho durante el arranque) mediante quemadores de combustible auxiliar como fuel-oil o gas natural. La clave de este tipo de tecnología será su buena mezcla aire-residuo, dotándola de un funcionamiento estable y de una buena turbulencia, que asegurará una combustión homogénea. El aprovechamiento energético se podrá realizar retirando el calor directamente del mismo horno o de los gases de combustión de salida de este. Según el régimen de fluidificación del lecho, existen tres tipos de hornos de lecho fluido: - Hornos de lecho estacionario (o de borboteo): En este caso el lecho que se fluidiza con el relleno de arena, ceniza y el residuo peletizado se mantiene estacionario por acción del aire primario, que mediante su constante burbujeo en el lecho de sólidos mantiene una mezcla homogénea durante la incineración. Tras la combustión, el exceso de ceniza se recoge por el fondo y la fracción más fina escapa con los gases de combustión por la zona superior. Este diseño de horno suele ser el indicado para lodos de depuradora, siendo limitado su uso para el tratamiento de RD. -Hornos de lecho fluidizado circulante: Como diferencia principal al anterior, en este tipo de hornos, la velocidad del aire de entrada es mayor, produciendo un arrastre del lecho que es recirculado al horno por un ciclón que separa los sólidos más gruesos de los gases de combustión junto la fracción más fina de ceniza. Mediante un sistema de purga instalada tras la salida inferior del ciclón se conduce una fracción de dicha corriente al cenicero de fondo, haciendo posible el ajuste del tiempo de retención medio del residuo en el sistema de combustión. Al igual que el de lecho estacionario, su uso para RD es limitado. - Hornos de lecho fluidizado rotativo: Es una variación del lecho de borboteo para posibilitar la incineración de RD. Donde se adaptan los elementos constructivos del horno como los sistemas de alimentación o extracción de cenizas, para asegurar el manejo fiable del combustible sólido. Debido a 15 la heterogeneidad del combustible para este caso, la temperatura del horno se controlará mediante la recirculación de los gases de combustión. -Horno de parrilla con alimentador dispersor (Spreader-Stoker)6: Este tipo no hace referencia alguna al régimen de fluidificación del lecho ya que es un sistema intermedio entre la tecnología de incineración en parilla y fluidificada. Este método de incineración consiste en la inyección del residuo mediante un sistema neumático, en una parrilla, provocando que los residuos más finos se dispersen por la cámara de combustión mientras que los más gruesos caigan en una parrilla donde serán igualmente incinerados. Con este sistema, se evita la limitación por tamaño de los residuos en la alimentación, como ocurre con los hornos de lecho fluidizado, a la vez que se mejora la mezcla RD-aire, en comparación con los sistemas puramente de parrilla. En general, a pesar de que estos sistemas de incineración consiguen un mejor control de la combustión, tienen asociados a un mayor coste para algunos tipos de residuos, por lo que se ha limitado su uso a gran escala. Sin embargo, se puede conseguir un mayor beneficio de estos sistemas, por ejemplo, mediante la incineración de residuos recogidos selectivamente y por su etapa de limpieza de gases más simplificada que compensaría el sobrecoste respecto a otros sistemas5. 1.2. Dioxinas y furanos Las dioxinas y furanos, o también denominados según su estructura química como policlorodibenzo-pdioxinas (PCDDs) y policlorodibenzofuranos (PCDFs), pertenecientes al grupo de los ésteres aromáticos policlorados, son una familia de compuestos aromáticos tricíclicos constituidos por dos anillos de benceno y dos grupos éster (átomos de oxígeno) en el caso de las dioxinas y un radical alquil y un grupo éster en los furanos como unión entre los dos anillos, ambos combinados con de 1 a 8 átomos de cloro (Figura 1-3) . Dentro de esta amplia familia de compuestos se encuentran hasta 210 compuestos diferentes, de los cuales 75 son congéneres de los PCDDs y 135 de los PCDFs, según el número de átomos de cloro que contenga la molécula (o grado de cloración) y la posición que estos átomos ocupen. [Figura 1-3: Estructura molecular dioxinas y furanos] Los PCDDs y PCDFs son característicos por ser compuestos fruto de reacciones químicas secundarias indeseadas de origen antropogénico, y en muy pequeña cantidad por reacciones de origen natural, careciendo de valor industrial por su nula aplicabilidad, como si ocurre en otros casos de compuestos químicamente similares como los PCBs. A ello se le suma la elevada toxicidad de alguno de ellos, incluso en forma de trazas, por ser responsables de daños en el sistema nervioso y alteraciones hormonales, o casos de carcinogénesis y malformaciones fetales. Además su facilidad para viajar grandes distancias y persistir en el medio ambiente durante grandes periodos de tiempo debido a su elevada resistencia química, fotoquímica, térmica y muy baja (o nula) biodegradabilidad los hace capaces de introducirse en la cadena trófica y desencadenar fenómenos de biomagnificación. Es por ello que a estos compuestos se le incluye en el grupo de los compuestos orgánicos persistentes (COPs) En el caso de las incineradoras de residuos, que a pesar de ser la responsable de solo el 5% de la producción de Introducción 22 22 tonelada de RD tratada térmicamente para un conjunto de plantas incineradoras europeas (Mean) y los Estados unidos (U.S.A.) [Tabla 1-3: Emisiones totales de dioxinas en la UE y USA]18 A priori se puede decir que los dos factores principales para la presencia de dioxinas durante el proceso de incineración son el perfil de temperatura de gases a lo largo del sistema y la composición química de los RD. [Tabla 1-4: Perfil de temperaturas de los gases en planta de incineración de RD]19 23 La imagen anterior muestra el perfil de temperatura del horno, caldera y tren de tratamiento de los gases de combustión para un sistema de tratamiento húmedo (con lavado de gases) que a efectos de la temperatura será equivalente en cualquier otro sistema de abatimiento de contaminantes hasta el punto 16 donde se encuentra el lavador húmedo. Se observa que en la cámara de combustión y postcombustión se alcanzan temperaturas de hasta 850ºC (acorde a lo que se refleja en la normativa), por lo tanto en este punto se puede asegurar la ausencia y destrucción total de dioxinas que pudiera contener la alimentación, manteniendo las condiciones de operación indicadas en la norma y manteniendo una mezcla (o turbulencia) residuo-comburente aceptable. La zona crítica comienza en los sistemas de intercambio de calor de la caldera, donde existe un gran potencial de formación de dioxinas por los mecanismos de la síntesis de Novo y a partir de precursores, resultando esencial el rápido enfriamiento de los gases procedentes de la cámara de postcombustión desde los 850ºC hasta una temperatura 200ºC, a la cual se vuelve termodinámicamente inviable la formación de estos compuestos. A partir de este punto la temperatura se mantendrá en el rango preciso para la correcta operación de los sistemas de tratamiento. A la salida de la caldera un análisis reportó los siguientes rangos de valores (incineradora alemana 2003), referido a 11% de O2: Componentes Unidades Valor COT mg/Nm3 1-10 Polvo mg/Nm4 1000-5000 H2O % 10-20 CO2 % 5-10 CO mg/Nm4 5-50 NO2 mg/Nm4 250-500 SO2 mg/Nm4 200-1000 HCl mg/Nm4 500-2000 HF mg/Nm4 5-20 N2O mg/Nm4 <40 Hg mg/Nm4 0,05-0,5 Cd + Tl mg/Nm4 <3 Otros (Pb, Sb, As, Cr, Co, Cu, Mn, Ni, V, Sn) mg/Nm4 <50 PCDD/PCDF ng TEQ/Nm3 0,5-10 [Tabla 1-5: Rango valores típicos de composición de los gases brutos]20 Debido a la amplitud de valores aportados para al dioxinas en gas antes de su tratamiento, se obtuvo valores de otras fuentes más actuales de incineradoras españolas, resultando un valor de PCDDs y PCDFs de 8 ng/Nm3.21 Como se observa, es un valor alto del rango, lo que permitirá en los diseños posteriores ponerse del lado de la seguridad. La composición de los RD a incinerar jugarán también un importante papel en la formación de PCDDs y PCDFs. Aunque en este caso será difícil aportar un dato tan exacto debido a la gran variedad de composición química de los RD según las zonas. Se considerarán aceptables los siguientes rangos para la composición: Introducción 24 24 Parámetro Valor Unidad Poder calorífico 7-15 % m.s Agua 15-40 % m.s Ceniza 20-35 % m.s Carbono 18-40 % m.s Hidrógeno 1-5 % m.s Nitrógeno 0,2-1,5 % m.s Oxígeno 15-22 % m.s Azufre 0,1-0,5 % m.s Flúor 0,01-0,035 % m.s Cloro 0,1-1 % m.s Plomo 100-2000 mg/kg m.s Cadmio 1-15 mg/kg m.s Cobre 200-700 mg/kg m.s Zinc 400-1400 mg/kg m.s Mercurio 1-5 mg/kg m.s Talio <0,1 mg/kg m.s Manganeso 250 mg/kg m.s Vanadio 4-11 mg/kg m.s Níquel 30-50 mg/kg m.s Cobalto 3-10 mg/kg m.s Arsénico 2-5 mg/kg m.s Cromo 40-200 mg/kg m.s Selenio 0,21-15 mg/kg m.s PCBs 0,2-0,4 mg/kg m.s PCDD/PCDF 50-250 ng TEQ/kg [Tabla 1-6: Rango valores típicos de composición de RD a incinerar]22 Los PCDDs y PCDFs de la incineración se encuentran principalmente en los gases de combustión y en las cenizas cualquiera que sea el sistema de tratamiento de gases (húmedo, semi-húmedo o seco), ya que su baja solubilidad en agua asegura su ausencia en cualquier efluente líquido procedente del lavado de gases, siempre y cuando el fin del equipo no sea la captación de partículas, puesto que si no existe un equipo previo de desempolvado del gas, la concentración de dioxinas en el líquido podría ser elevada por su presencia en el polvo lavado. En cualquier caso la presencia de dioxinas en incineración de RD siempre seguirá la siguiente regla: PCDD/Fs en torta de filtro > ceniza volante >> ceniza de fondo >> lodos de Scrubbers > gas de salida23. Cuantitativamente se han determinado como valores representativos (incineradora alemana 2003): 25 Corrientes de salida Cantidad por kg de residuos de entrada Carga específica Corriente específica por kg de residuos de entrada Gas de combustión 6 m3 0,08 ng/m3 0,48 ng/kg Ceniza de fondo 0,25 kg 7 ng/kg 1,75 ng/kg Agua residual 0 n/a 0 Polvo de filtro y otros residuos de limpieza de gases 0,7 kg 22 ng/kg 15,4 ng/kg Emisiones netas: 17,63 ng TEQ/kg de residuo [Tabla 1-7: Emisiones totales dioxinas en incineración]24 Observando las figuras 1-5, 1-6 y 1-7, anteriormente expuestas, nótese las reducción de dioxinas únicamente con el mantenimiento de las condiciones de operación de la directiva. Por cada kg de residuo se generaran 6 m3 de gases de combustión, sabiendo que en los gases de caldera la concentración de PCDDs y PCDFs es de 0,5 y 10 ng por m3 de gas, se obtendría una reducción de entre el 76 y 94 %, colocando a la incineración de residuos como sumidero de estas sustancias. 1.1.6 Métodos de reducción de dioxinas 1.1.6.1 Técnicas primarias Antes de comenzar con el tratamiento de los PCDDs y PCDFs, si se mantienen unas condiciones determinadas durante la combustión se podrá reducir en gran medida las emisiones y formaciones de estos compuesto. Primero es necesario mantener durante la operación las condiciones en el horno y cámara de postcombustión de la directiva, ya mencionadas. Todo ello sumado a una buena turbulencia en el horno conseguirá tanto la destrucción de los PCDD/Fs y precursores contenidos en la alimentación como la reducción de inquemados, evitando así condiciones que favorezcan la síntesis de Novo. La turbulencia en el horno vendrá limitada por el propio diseño de este, siendo los tipos que presentan mejor mezcla RD-aire los de lecho fluidizado. La otra medida primera esencial, es la denominado como enfriamiento de choque, que consiste en el enfriamiento brusco desde los 850ºC hasta los 200ºC, esquivando así los rangos en los que se hacen viables los mecanismos de formación de dioxinas. La velocidad de enfriamiento debe aproximarse en la mayor medida posible a los 9 segundos, ya que con tiempos de residencia de este orden, se ha demostrado que la formación de las especies más tóxicas de dioxinas como las TCDD y PeCDD es prácticamente nula25. Para residuos peligrosos este enfriamiento de choque se realiza mediante un lavado de gas con agua fría (reduciendo así el aprovechamiento energético), mientras que para los RD, suele bastar con el enfriamiento mediante el sistemas de intercambio de calor de la caldera, consiguiéndose así concentraciones de PCDD/Fs a de salida razonables. Otra forma para evitar los mecanismos de formación de las dioxinas pasa por el correcto mantenimiento y limpieza del horno y tubos de la caldera. Esto es así porque en ciertas zonas se producen deposiciones tanto de materia carbonosa procedente de los inquemados, como de ceniza volante que junto con los materiales metálicos de los tubos de los intercambiadores de calor (como hierro o cobre) se crea el caldo de cultivo perfecto para la formación de dioxinas. También se ha observado que la presencia de S inhiben la formación de PCDDs y PCDFs, puesto que, por ejemplo, en las centrales térmicas, a pesar de darse condiciones similares a las de las incineradoras de residuos Introducción 26 26 por existir abundante materia carbonosa y sustancias potencialmente catalíticas, apenas hay constancia de emisiones de dioxinas. Este efecto se le achaca a la alta concentración de SO2 y SO3 proveniente del azufre del combustible que inhibe la actividad catalítica del cobre por la pasivación de éste, mediante la formación de CuSO4.26 1.1.6.2 Técnicas secundarias27 Una vez aplicadas las técnicas anteriormente mencionadas, se observa que no es posible reducir las emisiones de los PCDDs y PCDFs a los límites legislados, es por ello que se hace necesario el uso de técnicas alternativas que reduzca estas emisiones. En estas técnicas se utilizarán operaciones unitarias como adsorción, filtración o reacción catalítica, detalladas posteriormente:  ADSORCIÓN POR INYECCIÓN DE FLUJO: Con este sistema se inyecta el adsorbente (ya sea carbón activo o coque de horno de solera) directamente en el conducto de flujo de gases de combustión y/o en el tanque de reacción (en sistemas semi-húmedos), junto con cal u otro agente desulfurador (por ejemplo Ca(OH)2) para conseguir una reducción simultanea de SO2 y PCDD/Fs. Una vez inyectada la mezcla, se captará la cal reacciona junto con el adsorbente gastado en un filtro de mangas. La torta de este filtro servirá como superficie adsorbente secundaria de las dioxinas que pudiesen quedar en el flujo de gas. Si el adsorbente es carbón activo dotado con iones sulfuros, durante su proceso de fabricación, se conseguirá también la retención de metales pesados como el mercurio u otros iones inorgánicos. Este sistema solo será viable para sistemas secos y semi-secos, de inyección de sorbente seco o Spray Drier. La eficacia de este sistema vendrá limitado por el grado de mezcla sorberte-gas, el rendimiento de captación del filtro y la temperatura de operación, que rondará los 135-200ºC.  FILTROS DE LECHO ESTÁTICOS: En este caso se utiliza un lecho móvil de coque de lignito producido en hornos de solera de tamaño comprendido entre 1,25 y 5 mm, donde se hace pasar por el lecho los gases de combustión de forma ascendente, mientras que el sorbente se desplaza en sentido descendente. Así se consigue tanto la adsorción como el filtrado del gas operando a una temperatura de entre 110 y 150 ºC. Con este sistema se consiguen elevadas eficiencias consiguiendo niveles de emisión muy por debajo de los valores de la directiva debido a la gran cantidad de adsorbente presente durante el proceso. Además el ajuste optimo de el tiempo de residencia del coque en el lecho consigue consumos mínimos de este. Para este sistema es conveniente el control y monitorización exhaustivo del CO y la temperatura, a fin de evitar posibles incendios en el filtro. Cada cierto tiempo, el lecho se satura y es necesaria su sustitución por adsorbente fresco.  PLASTICOS IMPREGNADOS DE CARBÓN ACTIVO: Indicado para procesos de depuración húmeda de gases. Puesto que los plásticos ofrecen una gran resistencia a la corrosión, es el material indicado para la construcción de equipos lavadores, por lo tanto es posible fabricar estos equipos o sus rellenos con impregnaciones de sorbentes como carbón activo. Se ha probado que para concentraciones de 6-10 ng TEQ/Nm3 se consiguen rendimientos de entre el 60 y 75 % por lo que no se cumplirían los límites impuestos por la directiva. Esto hace que sea necesario el empleo de otro sistema de captación de PCDD/Fs o de superficies impregnadas adicionales, como mayores alturas de relleno. En los procesos de adsorción de dioxinas, tanto en las de inyección y lechos de sorbente como en el de plásticos impregnados, es posible la eliminación de los residuos producidos por recombustión en el horno, siempre y cuando existan sistemas de purga de otros contaminantes adsorbidos que puedan producir acumulaciones en el sistema como en el caso de metales como el mercurio. Estos sistemas deben ser capaces de eliminar el mercurio a la misma velocidad a la que entran por la alimentación, como por ejemplo mediante 27 lavadores húmedos alcalinos. De esta manera se consigue una reducción neta de las emisiones de dioxinas.  SISTEMAS DeDIOX: Que consisten en la oxidación selectiva de las dioxinas en reactores catalíticos de TiO2, V2O5 y WO3 a través de la siguiente reacción: C12H4Cl4O2 + 11O2 -> 12CO2 + 4HCl Este sistema tiene como ventaja que no es necesaria la adición de un nuevo equipo, ya que se puede instalar como ampliación del sistema SCR existente para el abatimiento de NOX, sin necesitar además la inyección de ningún reactivo como en el caso de estos últimos compuestos, evitando así deslizamientos de reactivos y ahorro de costes operativos. Funcionando en rangos de temperatura de 130-350 ºC consiguen eficiencias de eliminación de entre el 95 y 99%. A pesar de esto, los sistemas DeDiox solo serán aplicables para la destrucción de PCDDs y PCDFs en estado gaseoso y se requerirá un desempolvado y desulfuración previo de los gases para asegurar la protección del catalizador.  FILTROS DE MANGA CATALÍTICOS: Otro sistema para la destrucción de PCDDs y PCDFs en estado gaseoso son los filtros de manga catalíticos en el cual durante el proceso de fabricación de los mismos, se realizan inclusiones en el material de la tela (normalmente de politetrafluoroetileno) de centros activos catalíticos que favorezcan la eliminación de dioxinas. Estos equipos trabajan a temperaturas de 190ºC (hasta los 250 ºC como máximo), consiguiendo eficacias del 99%. Tienen como ventaja sus bajos constes de instalación, ya que para operar con este sistema solo será necesario cambiar las mangas del filtro, además tienen un consumo nulo de reactivos /auxiliares y pueden captar las dioxinas tanto en estado gaseoso como las adsorbidas en las cenizas. Por otro lado, suponen un coste de inversión elevado, y es necesario el mantenimiento de las mangas y la depuración de metales pesados que puedan afectar a la actividad catalítica del sistema como en el caso del mercurio. Diseño 28 28 2 DISEÑO 2.3. Descripción proceso En los apartados posteriores del proyecto se procederá a diseñar un sistema de depuración de dioxinas y furanos de una planta de incineración de residuos domésticos por vía semi-húmeda (puesto que es el método de depuración más utilizado en España) con una capacidad de incineración de 165.000 toneladas de residuos por año, que suponiendo una generación de RD por habitante y día de 1,2 kg, equivaldría a la gestión de los residuos de un conjunto de población de más de 380.000 habitantes. Este sistema será del tipo: inyección en flujo, que consiste en la introducción del adsorbente directamente en la corriente de gases de combustión provenientes de la caldera de recuperación posterior al horno de incineración. Como material adsorbente, debido a su elevada capacidad de adsorción con dioxinas y furanos, se utilizará carbón activo de tipo granular, para facilitar el proceso de inyección en el flujo de gas. Concretamente, el diseño se llevará a cabo para la utilización del carbón activo comercial Norit SA 4PAH-HF, puesto que se trata de la marca que proporciona un mayor rendimiento de eliminación de las sustancias en cuestión entre los adsorbentes de los cuales se tienen datos28. En el diagrama de la figura 2-1 se represente el proceso completo de incineración, siendo los elementos dibujados de forma esquemática el sistema de depuración de dioxinas a diseñar, mientras que el resto se trata de las líneas comunes de incineración. Los colores de tuberías amarillas representan aquellas por las cuales circulan gases de combustión, mientras que por las verdes se conducirá agua al proceso. [Figura 2-1: Proceso de incineración con sistema de depuración de PCDD/Fs incorporado] El funcionamiento del sistema de depuración de PCDD/Fs comenzará en el silo, en el cual se encontrará almacenado el carbón activo ya en forma de gránulos, el volumen para este sistema de almacenamiento será el suficiente como para conseguir el funcionamiento continuo del sistema. 29 Justo en la zona inferior de la tolva del silo, se encontrará una válvula alveolar rotativa, que accionada por un motor contiguo a esta, dosificará el carbón activo almacenado según los requerimientos del proceso consiguiendo, además, una buena estanqueidad entre el silo y el resto del sistema. El adsorbente introducido al sistema por esta válvula, irá a parar a un sistema de transporte neumático, a través de una tubería de acero que lo conducirá hasta la corriente de gases de caldera de la planta de incineración. Este transporte podrá llevarse a cabo mediante un compresor aguas abajo de la válvula, capaz de imprimirle al fluido de transporte la velocidad suficiente para el correcto funcionamiento del sistema, que en este caso será aire tomado directamente de la atmósfera. Esta tubería de trasporte desembocará en el último elemento del sistema de depuración propiamente dicho, el sistema de inyección. Aquí, el carbón activado será introducido en el conducto de gases mediante cuatro boquillas reductoras para conseguir una velocidad de inyección igual a la de los gases de desecho procedentes de la caldera. Debido a la termodinámica de la adsorción, esta se verá favorecida a bajas temperaturas, por lo tanto, el sistema de inyección se encontrará a la salida del desulfurador (SDA). Una vez el carbón viaje a lo largo del conducto de gases, será recogido por el equipo de captación de partículas que en este tipo de instalaciones, se tratará de un filtro de mangas. Aunque el filtro de mangas no pertenezca propiamente al sistema de depuración de dioxinas, jugará un importante papel en el proceso, no solo por capturar el carbón activo gastado, sino que también, por servir como segundo superficie para la adsorción de estos compuesto en el carbón. Por todo ello, se incluirá también este equipo en el diseño. El objetivo final de todo este sistema, consiste en alcanzar una concentración de PCDD/Fs en los gases en chimenea inferior a 0,1 ng-TEQ/Nm3 a fin de asegurar el cumplimiento del Real Decreto 653/2003. 2.4. PFD y balance de materia: El primer paso al diseño del proceso será determinar los flujos de materia presentes en el sistema. Este proceso se llevará a cabo a partir del conocimiento de la composición de los gases de salida de la caldera. A pesar de existir una mayor variedad de compuestos en esta zona del proceso de incineración de las presentadas posteriormente, solo se escogieron aquellos valores de las sustancias que jugarán un papel importante en el diseño, al igual que con las diferentes flujos de materia presentes en todo el proceso. Se tomarán como validos los siguientes valores (expresados en %O2 real, no al 11% como se indica en la normativa): T=240 ºC ; P=750,1mmHg ; v=16,8 m/s ; H2O = 14,85 % ; O2,real= 8,25% ; CO2 = 11,4 % ; SO2 = 611,13 mg/Nm3, HCL = 716,2 mg/Nm3 ,HF= 3,45 mg/Nm3 ; N2 ≈ 106 mg/Nm3 ; Ceniza = 3524,4 mg/Nm3 ; Peso Molecular = 28,34 Kg/kmol.[29] Nótese que los valores proporcionados anteriormente cumplen los rangos de composición de la figura 1-5. Puesto que la cantidad de residuos a incinerar es de 165.000 toneladas por año y suponiendo un tiempo de operación anual de la planta de 8000 horas, tomando como referencia la figura 10, podremos calcular el caudal de gases de combustión que generaría la planta incineradora en cuestión, resultando: 34,4 Nm3/s (65,5 m3/s). Para mejorar la comprensión del proceso así como la denominación de cada línea, se construyó en siguiente diagrama de flujo de proceso o PFD: Diseño 30 30 [Figura 2-2: Diagrama de flujo de proceso del sistema de depuración de PCDD/Fs] A partir de los datos de la línea 1 (salida de caldera), se calculará la composición en 2. Esto se hará de acuerdo con las siguientes premisas: Primero, la cantidad de agua que entra en el desulfurador semi-húmedo (SDA) debe ser la suficiente como para que los gases de salida de la caldera sean capaces de evaporar todo el agua. Además estos gases de combustión deben enfriarse hasta los 150 ºC. La imposición de esta temperatura viene dada por la característica higroscópica del CaCl2 (que se formaría en el SDA), que podría dar problemas en las mangas del filtro a temperaturas menores, además el punto de rocío del gas suele encontrarse a 130-140 ºC, por lo que no es aconsejable operar por debajo de estas temperaturas30. A todo ello además se le suma el favorecimiento de las bajas temperaturas a los procesos de adsorción, por lo tanto, los 150 ºC a la salida del SDA (lugar donde además se inyectará el carbón activado) será la temperatura óptima. Para calcular la cantidad de agua requerida en el SDA, suponiendo entrada a temperatura ambiente (25ºC), se utilizó el siguiente código de EES: Q_GC_estandar=34,4 "Nm3/s" T_1=240 "ºC" T_2=150 "ºC" T_w=25 "ºC" Q_GC_real=Q_GC_estandar*((T_1+273)/(273))*(760/750,1) "m3/s" rho_O2_in=density(Oxygen;T=T_1;P=1) rho_N2_in=density(Nitrogen;T=T_1;P=1) rho_H2O_in=density(Water;T=T_1;P=1) rho_CO2_in=density(CarbonDioxide;T=T_1;P=1) m_dot_GC=Q_GC_real*rho_GC_in "kg/s" "Cálculo densidad gas de combustión" 31 1/(rho_GC_in)=(1/rho_O2_in)*x_O2+(1/rho_N2_in)*x_N2+(1/rho_CO2_in)*x_CO2+(1/rho_H2O_in)*x_H2O "Composición gas de combustión entrada SDA" x_O2=0,0825 x_N2=0,652 x_CO2=0,117 x_H2O=0,1485 h_O2_in=enthalpy(Oxygen;T=T_1;P=1) h_N2_in=enthalpy(Nitrogen;T=T_1;P=1) h_H2O_in=enthalpy(Water;T=T_1;P=1) h_CO2_in=enthalpy(CarbonDioxide;T=T_1;P=1) h_O2_out=enthalpy(Oxygen;T=T_2;P=1) h_N2_out=enthalpy(Nitrogen;T=T_2;P=1) h_H2O_out=enthalpy(Water;T=T_2;P=1) h_CO2_out=enthalpy(CarbonDioxide;T=T_2;P=1) h_H2O_SDA=enthalpy(Water;T=T_w;P=1) "Balance energía" m_dot_GC*(x_O2*(h_O2_in-h_O2_out)+x_N2*(h_N2_in-h_N2_out)+x_CO2*(h_CO2_inh_CO2_out)+x_H2O*(h_H2O_in-h_H2O_out))=m_dot_SDA*(h_H2O_out-h_H2O_SDA) Se obtiene un cauda de agua de 1,654 kg/s, además de los siguientes resultados presentados: La segunda premisa a considerar para la determinación de la composición de 2 será la carga de sólidos de la corriente, ya que se sabe de la experiencia que esta cantidad, incluyendo productos de la reacción del SDA(CaCl2, CaSO3, CaSO2 y CaF2), Ca(OH)2 utilizada en la desulfuración sin reaccionar y ceniza volante, adquiere un valor de entre 25-50 kg por tonelada de RD a la entrada31. Puesto que se sabe que el valor exacto para cada caso en este rango de valores dependerá de la cantidad de gases ácidos que se encuentren en los gases, se puede tomar un valor concreto de 37,5 kg/t, puesto que la concentración de gases ácidos a la salida de la caldera considerados, se encuentran en un valor medio del rango (véase figura 1-5). Diseño 38 38 2.6. Sistema de transporte neumático Para la introducción del adsorbente en la corriente de gases, se utilizará un sistema de transporte neumático que conseguirá transportar el carbón activo desde el silo de almacenamiento hasta el conducto de gases de combustión. Para ello se dispondrá de un ventilador que impulse aire atmosférico (es decir a P=1 atm y T=25ºC) para llevar a cabo el transporte venciendo las pérdidas de carga presentes en la línea. A continuación se muestra un esquema del sistema de transporte completo, indicando en rojo los accesorios presentes en la línea completa y que producirán pérdidas de carga: [Figura 2-4: Representación del sistema neumático de inyección de adsorbente] Se supondrá un diámetro de tubería principal de 6" (15cm), el cual se trata de un valor recomendado de conductos para el flujo de aire y gases a media presión. Una vez realizados los cálculos de pérdida de carga, se deberá comprobar que esta es inferior a 3500 Pa, si esto no ocurriese, se tendría que recalcular este valor hasta hacerlo inferior a la pérdida de carga máxima anteriormente expuesta. Para determinar la velocidad del aire de transporte, se tendrá en cuenta la densidad aparente del adsorbente utilizado, que en el caso del Norit SA 4PAH-HF es de 510 kg/m3, por lo tanto, la velocidad de transporte corresponderá con 26,51 m/s [32]. Por otro lado, la densidad del aire en estas condiciones, suponiendo un incremento de temperatura despreciable introducido por el ventilador debido a la esperable baja relación de compresión que este inducirá en la corriente de aire, será de 1,164 kg/m3.[33] La línea principal estará formada por dos codos de 90º en la tubería principal que consigan la orientación adecuada para la introducción del adsorbente. Una vez recorrido este tramo, la tubería ya se encontrará en el conducto de los gases. El próximo accesorio por el que pasará el flujo de aire será un divisor de corriente en forma de "Y" o pantalón que dividirá el flujo en dos. Para mantener la velocidad de aire de transporte recomendada para este sólido, la 39 tubería deberá reducir su diámetro. Para el cálculo de esta reducción en la sección del conducto se utilizará la siguiente expresión, fruto del balance del materia en el accesorio divisor: Los siguientes accesorios que se encontrarán en el sistema, una vez realixada la primera división de la línea principal, serán un codo de 45º y otro pantalón (que volverá a dividir el flujo y por lo tanto reducir el diámetro de la tubería), un codo de 45 º, para llevar a cabo la inyección en la dirección deseada, y como último elemento unas boquillas inyectoras. En el diámetro de los diferentes ramales del sistema, aplicando la ecuación 2-7, se observa una reducción desde las 6" iniciales hasta las 4" para el primero y 3" para el segundo (los diámetros presentados siempre serán aquellos valores obtenidos con las ecuaciones redondeados al diámetro normalizado más próximo). Las boquillas de inyección ya mencionadas, tienen como fin la introducción del adsorbente en el conducto de gases procedentes de la caldera a la misma velocidad que estos últimos. Para ello, este accesorio provocará un aumento suave de la sección transversal, reduciendo así la velocidad del flujo de aire hasta la de los gases de combustión que se recuerda son 16,8 m/s. Para el dimensionado de estas boquillas se utilizará la ecuación 2-8, procedente de un balance de materia similar al realizado para la ecuación 2-7. Donde: · d2: Es el diámetro de la tubería del último ramal previo al conducto de gases (3") · D: El diámetro de salida de la boquilla de inyección Finalmente, se obtiene un de diámetro inyección de D=4". Respecto a los accesorios presentes en la línea, cabe destacar por último, que aparte de los accesorios pertenecientes en sí al sistema, existen otros intrínsecos al equipo de impulsión como son el filtro de aire y válvula anti retorno, dispuestos tal y como se observa en la figura 2-4. Ambos deberán ser considerados, a fin de poder determinar la potencia nominal real del ventilador. La expresión para la determinación de la pérdida de carga que genera cada accesorio, es: Para el cálculo de la longitud equivalente se utilizarán nomogramas, como el de la figura 2-5, en los que se entrará con cociente de expansión d2/D, cuyo valor resulta 0,75 , y cortando con la curva correspondiente al accesorio de expansión suave, se traza una línea hasta el diámetro de la tubería, siendo cuyo corte con la línea central la Leq en cuestión. Esta adopta un valor de 0,3 m. Esta longitud equivalente se calculará de forma similar para cada accesorio, excepto para los pantalones, para los cuales se hallará directamente de la tabla 23, obtenido mediante la extrapolación para diámetros de tuberías mayores a partir de datos de fabricantes. Diseño 40 40 [Figura 2-5: Nomograma para el cálculo de longitudes equivalentes de accesorios]34 DTUB 1" 2" 3" 4" 5" 6" 8" 10" 12" Leq (m) 1,92 3,6 4,8 5,4 6,0 6,5 7,2 7,8 8,2 [Tabla 2-3: Longitudes equivalentes según diámetros de tubería] Para el cálculo del factor 4f, se utilizará un diagrama de Moody como el que se muestra posteriormente. Para ello se entrará en el diagrama conocido el número Reynolds, que para este tramo es de 1,25·105. Posteriormente se cortará este valor con la curva correspondiente a la rugosidad relativa de la tubería para este caso, que sabiendo que a rugosidad absoluta del acero es de 0,0457 mm[35], que dividiendo por el diámetro nominal de la tubería se obtiene un valor de esta de 0,0006. Aunque el régimen de turbulencia variará de un tramo de tubería a otro, por la reducción del diámetro de éstas manteniendo constante la velocidad, se puede observa que los 3 valores resultantes varían entre 0,018 y 0,022, por lo que no es mala aproximación considerar para todos los casos un valor constante, e independiente del número de Reynolds de cada tramo, igual a 0,02. 41 [Figura 2-6: Ábaco de Moody] Para el caso de posibles pérdidas de presión por fricción con las tuberías, siendo su longitud real desconocida a priori, ya que vendrá dada por la implantación del sistema en cada instalación en concreto, Se supondrá una longitud de 30 metros para la tubería de 6" evitando también de esta forma un dimensionado del equipo de impulsión deficiente por otros elementos que no se hayan tenido en cuenta en este diseño preliminar. Para los tramos de 4" y 3" su longitud podrá determinarse a partir de los cálculos del apartado de "Dimensionado del sistema de inyección". La pérdida de carga se calculará a partir de la ecuación 2-9, donde al tratarse de la misma tubería en cuanto a material, el factor 4f será igual al calculado anteriormente. Se obtiene: Diseño 42 42 Dtub (inch) Accesorio Leq (m) Pérdida de carga (Pa) 6" Válvula de retención 2 107,4 Codo 90 (1º) 5,8 311,3 Codo 90º (2º) 5,8 311,3 Pantalón 6,5 348,9 4" Codo 45º 1,8 144,9 Pantalón 5,4 434,8 3" Codo 45º 1,4 112,7 Boquilla de expansión 0,3 32,2 Tubería principal (6") 30 1610,3 Filtro de aire - 150[5] ∆PTOTAL: 3413,8 [Tabla 2-4: Pérdida de carga en accesorios] Se observa que el diseño propuesto cumple el criterio de pérdida de carga máxima admisible, aunque se encuentra muy cerca de este. A pesar de ello, cabe remarcar que la longitud de tubería principal supuesta es de 30 m, el cual es un valor relativamente alto y por lo tanto el valor de pérdida de carga también será algo más elevado. Calculadas las pérdidas de carga, es posible calcular la potencia que debe introducir el ventilador para llevar a cabo el transporte del carbón activo, de la forma: Debe señalarse, que el ventilador en cuestión consumirá una potencia adicional por el transporte del sólido, ya que para conseguirlo, debe imprimirle una cierta cantidad de energía para generar su movimiento. A pesar de esto, esta energía es tan pequeña puede despreciarse del cálculo de la Pvent, ya que esta resulta igual a 0,7 W calculado según la ecuación 2.11, despreciando las perdidas por rozamiento entre solido-aire y sólido-tubería: Este cálculo se llevará a cabo mediante la aplicación de la ecuación de Bernouilli, que de forma general se puede escribir como: 43 Que tomando el punto 1 en la zona de aspiración del ventilador y el punto 2 en la salida de las boquillas de inyección en el conducto de gases, se puede asumir que: Los términos de energía potencial se suprimen, ya que se trata de un gas y la diferencia de cotas de un punto a otro no debería ser la suficiente para que este término fuera representativo frente a los demás. Respecto al término cinético, en el punto 1 este será nulo, puesto que el aire se toma de la misma atmósfera y por lo tanto la velocidad será cero, además el facto α del punto 2 se supone igual a 1 puesto que en el conducto de gases existe una gran turbulencia. Por lo tanto, finalmente se obtiene: Como resultado final, siendo la presión en el conducto de gases de 750,1 mmHg (mirar apartado Balance de Materia), se obtuvo una compresión del ventilador de: ∆Pvent=2259 Pa. Por último para calcular la potencia nominal del equipo de impulsión, se deberá conocer el caudal que este debe manejar, el cual, conocido el diámetro de la tubería principal y la velocidad del aire en su interior, se calcula mediante la expresión: El caudal de aire resultante es de 0,47 m3/s, de los cuales sabiendo la proporción N2/O2 en aire (79:21) se inyectan en el conducto de gases de combustión 0,371 m3/s de N2 y 0,099 m3/s de O2, conocida la densidad del aire en estas condiciones, resulta ser un caudal másico de 0,545 kg/s (0,419 kg/s N2 ; 0,128 kg/s O2). Cabe destacar por último, que el material de construcción de las tuberías de transporte, así como los accesorios que se encuentren en el conducto de gases de combustión, y por tanto expuestos a elementos corrosivos presentes en este gas, será el acero inoxidable ANSI 316 que ofrece mejor resistencia a la corrosión. Para el resto de elementos, se usará el acero inoxidable estándar ANSI 304. En resumen, las especificaciones básicas del sistema completo serán:  Velocidad de aire de transporte: vair=25,51 m/s  Diámetros tuberías: Principal: Dtub=6"; 2º Tramo: d1=4" ; 3er Tramo: d2=3"  Total accesorios: 2 Codos 90º, 6 Codos de 45º, 3 Pantalones, 4 Boquillas de expansión (3"a 4")  Potencia nominal ventilador: 1062 W 2.7. Dimensionado del sistema de inyección Respecto a esta zona del sistema, cabe destacar tu funcionamiento, debido a su gran importancia en el global del proceso, puesto que tanto la posición como la fluidodinámica que le proporcionaran a la corriente que contiene adsorbente las boquillas inyectoras determinaran la buena mezcla o no de carbón activado con los gases de combustión. Diseño 44 44 [Figura 2-7: Dinámico de inyección del adsorbente en el conducto de gases de combustión] En la representación anterior se puede ver el comportamiento de los fluidos puestos en juego una boquilla de inyección inyectado la corriente de aire con el adsorbente (qo) en el conducto de gases de combustión de la incineradora con un flujo igual a qgas.. También, observando la figura anterior, está claro que los parámetros fundamentales que determinarán el grado de mezcla será el flujo de inyección y el número de boquillas de las cuales esté dotados los ramales de inyección. Gráficamente, esta última influirá de la siguiente forma: [Gráfica 2-1: Longitud de mezcla del adsorbente en función del número de boquillas de inyección] En la figura 2-7 se ve como se forma un cono de aire en cuya capa límite se irá mezclando por arrastre con los gases que se encuentren en los alrededores del chorro. Por ello, existirá cierto grado de mezcla en todo el eje X desde el inicio de la inyección, aunque en este caso, para simplificar el dimensionado del sistema, se asumirá que se producirá la mezcla total de los gases de combustión con el carbón activo, es decir, que comience la adsorción, cuando el flujo total "q" iguale a la suma de qo y qgas. Esto se puede calcular mediante la siguiente expresión. 36 0 2 4 6 8 10 12 0 5 10 15 20 25 30 Nª boquillas inyectoras X (m) 45 Para el sistema en cuestión, se decidió colocar cuatro boquillas de inyección (n) en el conducto de gases, ya que es un número razonable de ellas sin elevar demasiado la pérdida de carga y que permite adaptarse bien a la geometría del conducto que se recuerda que es de sección circular, además, observando la gráfica 2-1 , se comprueba que un aumento de este número de boquillas, no supone demasiada reducción de la longitud de mezclado. Por lo tanto, la ecuación general 2.15 quedaría particularizada según este caso como: A partir de la ecuación anterior, se puede obtener la longitud de tubo (x) en la cual se llevará a cabo la mezcla tota para un "n" dado entre la corriente de aire de transporte que contiene el carbón activo y los gases de combustión de salida del horno de incineración. Despejando, se obtuvo una longitud de mezclado de 6,51 m, recordando que qo=0,545 kg/s y qgas=46,008 kg/s. Por otro lado, para determinar la posición de los inyectores, se utilizarán relaciones matemáticas, conocida la geometría de la tubería. Se pretende conseguir, que cada inyector abarque la máxima área posible produciendo el menor solapamiento posible con las demás boquillas para optimizar la mezcla. Para ello, al tratarse de cuatro boquillas de inyección, se colocarán cada una en el centro geométrico de cada cuarto de la sección de la tubería tal y como se muestra en la imagen. [Figura 2-8: Posición geométrica inyector] Como se muestra en el esquema anterior, el diseño consistirá en determinar las longitudes a y b, de manera que las áreas de las 4 secciones formadas por las dos líneas cortantes al punto, y perpendiculares entre si, sean iguales. Por lo tanto, matemáticamente se podrá demostrar mediante el siguiente sistema de ecuaciones, donde la primera representará el área de las cuatro subsecciones del cuarto de círculo en función de a y b y la segunda, las igualdades entre áreas mediante la integración de la función matemática de un cuerpo circular, siendo R el radio del conducto, que en este caso conocida vgas=16,8 m/s y Qgas(150ºC)=54 m3/s será 1,01 m : Diseño 46 46 Resolviendo el sistema anterior se obtienen unas dimensiones de a y b de 0,408 m y 0,491 m respectivamente, quedando este de la siguiente forma: [Figura 2-9: Posición inyectores en conducto de gases de combustión] 2.8. Válvula alveolar rotativa Esta válvula es la encargada de dosificar el adsorbente desde el silo de almacenamiento hasta el sistema de transporte neumática, para posteriormente ser introducir el carbón en la corriente de gases. La elección de esta válvula se basa en que es un sistema muy sencillo y capaz de conseguir una dosificación continua de sólidos garantizando la estanqueidad entre las zonas anteriores y posteriores a la válvula. El funcionamiento de esta válvula (figura 2-10), consiste en una serie de álabes rectos convergentes en un eje de giro que, por acción de un motor externo, rotan consiguiendo de esta forma rellenar del material en cuestión los huecos entre álabes cuando estos pasan por la zona superior donde se encuentra almacenado el sólido, y descargando este mismo cuando los álabes pasan por la zona inferior de descarga. Los álabes que se encuentran en una posición intermedia entre la carga y la descarga, son los que consiguen la estanqueidad del sistema. Algunas de estas válvulas tienen materiales flexibles en las zonas finales de los álabes para reducir la fricción entre estos y la carcasa. 47 [Figura 2-10: Válvula alveolar rotativa] Comprendido el funcionamiento de este equipo, se ve que su única forma de regular la dosis que se quiere suministras es actuando sobre su velocidad de giro dados el número de álabes y la geometría de la válvula. Puesto que la dosificación que debe suministrar la válvula es muy pequeña (0,002 kg/s), la velocidad de giro de la válvula deberá ser demasiado baja, luego para evitar esto en cierta medida, se utilizará un rotor con aletas de volumen reducido como el de la figura 2-11: [Figura 2-11: Rotor de álabes de volumen reducido] La velocidad de giro del rotor se calculará asumiendo que la reducción de este más el volumen que ocupan el grosor de los álabes supone el 70%. Respecto a las dimensiones, para que encajen perfectamente con la salida del silo, deberá tener tanto un diámetro como una longitud igual a la del orificio de salida del carbón del silo: Donde:  ω: Velocidad de giro del rotor de la válvula (rpm)  B: Diámetro orificio de salida del silo (0,15 m)  B: Densidad aparente del adsorbente, que para el Norit SA 4PAH-HF es 510 kg/m3  DosisCA: Dosis de adsorbente elegida para el proceso en cuestión (0,002 kg/s = 0,12 kg/min) Listas y hojas de datos 54 54 HOJA DE ESPECIFICACIÓN Ítem nº: 201 Área: 200 Proyecto: Sistema de depuración de PCDD/F Planta: Incineradora RD Fecha: Junio 2019 Localidad: Hoja: 2 De: 2 55 4.1.2 S-202 A/B HOJA DE ESPECIFICACIÓN Ítem nº: 202 Área: 200 Proyecto: Sistema de depuración de dioxinas y furanos Planta: Incineradora RD Fecha: Junio 2019 Localidad: Hoja: 1 De: 2 DATOS GENERALES Denominación: Silo de almacenamiento de carbón activo para la adsorción de PCDD/Fs Posición: Vertical Capacidad (m3) 0,218 Diámetro interior (m): 0,41 Peso recipiente vacio (kg) 21 Altura (m): 1,133 Peso recipiente lleno (kg) 131,3 Ángulo inclin. tolva (º) 20 DATOS DE DISEÑO RECIPIENTE Producto Carbón activo (Norit SA 4PAH-HF) Material de construcción SA-516 Temperatura de operación (ºC) 25 Presión operación (bar) 1,18 Fondo superior (mm) 5 Espesor fondo inferior (mm) 5 Espesor cilindro (mm) 5 Tamaño del filete de soldadura (mm) 5 RELACIÓN CONEXIONES DETALLES DE DISEÑO Marca Denominación Tratamiento térmico NO A Detector de nivel Radiografiado Spot B Venteo (6") Eficiencia soldadura 80% C Entrada CA (14") Aislamiento NO D Salida material (6") Volumen cilindro (m3) 0,17 Volumen fondo superior (m3) 0 Volumen fondo inferior (m3) 0,05 Listas y hojas de datos 56 56 HOJA DE ESPECIFICACIÓN Ítem nº: 202 Área: 200 Proyecto: Sistema de depuración de PCDD/F Planta: Incineradora RD Fecha: Junio 2019 Localidad: Hoja: 2 De: 2 57 2.12. Ventilador HOJA DE ESPECIFICACIÓN Ítem nº: 201 Área: 200 Proyecto: Sistema de depuración de dioxinas y furanos Planta: Incineradora RD Fecha: Junio 2019 Localidad: Hoja: 1 De: DATOS GENERALES FLUIDO DATOS VENTILADOR Gas Aire Caudal (m3/s) 0,47 Concentración 21% O2 ; 79% N2 Presión aspiración (kPa) 101,3 Temperatura (ºC) 25 Presión impulsión (kPa) 102,1 Densidad (kg/m3) 1,184 Potencia (W) 1062 DATOS DE DISEÑO Material de construcción Acero al carbono Diámetro impulsión (in) 6 CARACTERÍSTICAS DEL VENTILADOR CARACTERÍSTICAS DEL VENTILADOR Marca Caudal máximo (m3/s) Modelo Presión máxima (kPa) Noma Peso neto (kg) Tipo Dimensiones LxWxH (mm) Potencia (W) OBSERVACIONES Denominación: Ventilador para la impulsión de aire de transporte en sistema neumático de inyección Dibujo: Listas y hojas de datos 58 58 2.13. Lista de tuberias 59 2.14. Lista equipos Listas y hojas de datos 60 60 2.15. Lista de válvulas y accesorios 61 2.16. Hoja de datos adsorbente empleado P & ID 62 62 5 P & ID 63 6 SIMULACIÓN ADSORCIÓN En este apartado se procederá a la modelización matemática de la adsorción de dioxinas y furanos para su eliminación en el proceso de valorización energética de residuos en las condiciones operacionales escogidas en este proyecto. El fin de esta simulación es poder estudiar de forma analítica cualquier variable que intervenga en el proceso, para así poder conseguir una posible optimización de esta y del proceso en general. Para ello se determinó la adsorción de cada especie de PCDD/Fs, consideradas tóxicas según el RD 653/2003 (que son: 2378-TCDD, 12378-PeCDD, 123478-HxCDD, 123678-HxCDD, 123789-HxCDD, 1234678-HpCDD, OCDD, 2378-TCDF, 23478-PeCDF, 12378-PeCDF, 123478-HxCDF, 123678-HxCDF, 123789-HxCDF, 234678-HxCDF, 1234678-HpCDF, 1234789-HpCDF, OCDF), individualmente, de ahí la extensión del código, adjunto posteriormente. 2.17. Entradas a programa A pesar de tratarse de una simulación específica para un proceso en unas condiciones determinadas, al ser calculado mediante el software EES (Engenering Equation Solver), para poder extrapolar el cálculo a otras condiciones operacionales, solo será necesario modificar los datos de entrada a los del nuevo proceso. Como datos de entrada de condiciones de proceso, cuya notación para cada especie de PCDD/Fs considerada será el subíndice "i" y para cada componente de la corriente de gases de combustión "X", serán: - TOP y POP: que vienen a ser la temperatura y presión de operación, considerándose todo el proceso analizado, es decir, desde la salida del desulfurador hasta el filtro de mangas, isotermo y isóbaro. Estos valores vendrán dados en K y bar respectivamente. -Caudales másicos(m_dot_X) de cada componente mayoritario individual (como son el de N2, CO2, O2, y H2O) en kg/s y total(Q_gas.ref) en Nm3/s que forman los gases de combustión a depurar. - Concentración de de PCDD/Fs en el valor de referencia es decir en ng-TEQ/Nm3 para el 11% de O2 y en base seca llamada en el código C_PCDD.F_TEQ.ref. Además para determinar la concentración real de cada especie, será necesaria conocer la proporción en la que se encuentran cada una (x_i), que será calculada con la tasa de equivalencia tóxica de cada una d estas (TEQ_i) del RD 653/2003. Puesto que existen infinidad de sustancias adsorbentes que podrían utilizarse para la depuración de PCDD/Fs, el siguiente conjunto de variables serán aquellas que definan al tipo de adsorbente utilizado, que en este caso, como ya se ha mencionado anteriormente, será el Norit SA 4PAH-HF. Las variables a introducir, que tendrán efecto en este proceso serán: -Propiedades intrapartícula como tortuosidad (tau), porosidad interna (epsilon_p), diámetro de las partículas de adsorbente que en este caso se tomó el D50 en metros(d_partícula), diámetro medio de los poros en metros (d_poro). -Adsortibidad de equilibrio para cada dioxina y furano considerado, es decir cantidad de estos capaz de adsorber por cantidad de carbón en (pg/g). - Como dato operacional el caudal másico de este (m_dot_CA) en kg/s. También será necesario conocer la geometría del sistema, donde se produce la adsorción, puesto que la modelización se llevó a cabo por mecanismos de transporte y por lo tanto esto será necesario para el cálculo de Simulación adsorción 70 70 x_2378.TCDD=1165,2/21045,37 x_12378.PeCDD=270,15/21045,37 x_123478.HxCDD=457,957/21045,37 x_123678.HxCDD=137,2/21045,37 x_123789.HxCDD=137,08/21045,37 x_1234678.HpCDD=836,14/21045,37 x_OCDD=895,23/21045,37 x_2378.TCDF=3030,45/21045,37 x_23478.PeCDF=3836,77/21045,37 x_12378.PeCDF=2265,7/21045,37 x_123478.HxCDF=1482,05/21045,37 x_123678.HxCDF=2457,29/21045,37 x_123789.HxCDF=175,66/21045,37 x_234678.HxCDF=1193,84/21045,37 x_1234678.HpCDF=1967,56/21045,37 x_1234789.HpCDF=391,42/21045,37 x_OCDF=345,69/21045,37 TEQ_2378.TCDD=1 TEQ_12378.PeCDD=0,5 TEQ_123478.HxCDD=0,1 TEQ_123678.HxCDD=0,1 TEQ_123789.HxCDD=0,1 TEQ_1234678.HpCDD=0,01 TEQ_OCDD=0,001 TEQ_2378.TCDF=0,1 TEQ_23478.PeCDF=0,5 TEQ_12378.PeCDF=0,05 TEQ_123478.HxCDF=0,1 TEQ_123678.HxCDF=0,1 TEQ_123789.HxCDF=0,1 TEQ_234678.HxCDF=0,1 TEQ_1234678.HpCDF=0,01 TEQ_1234789.HpCDF=0,01 TEQ_OCDF=0,001 x_2378.TCDD=C_2378.TCDD/C_PCDD.F x_12378.PeCDD=C_12378.PeCDD/C_PCDD.F x_123478.HxCDD=C_123478.HxCDD/C_PCDD.F 71 x_123678.HxCDD=C_123678.HxCDD/C_PCDD.F x_123789.HxCDD=C_123789.HxCDD/C_PCDD.F x_1234678.HpCDD=C_1234678.HpCDD/C_PCDD.F x_OCDD=C_OCDD/C_PCDD.F x_2378.TCDF=C_2378.TCDF/C_PCDD.F x_23478.PeCDF=C_23478.PeCDF/C_PCDD.F x_12378.PeCDF=C_12378.PeCDF/C_PCDD.F x_123478.HxCDF=C_123478.HxCDF/C_PCDD.F x_123678.HxCDF=C_123678.HxCDF/C_PCDD.F x_123789.HxCDF=C_123789.HxCDF/C_PCDD.F x_234678.HxCDF=C_234678.HxCDF/C_PCDD.F x_1234678.HpCDF=C_1234678.HpCDF/C_PCDD.F x_1234789.HpCDF=C_1234789.HpCDF/C_PCDD.F x_OCDF=C_OCDF/C_PCDD.F C_PCDD.F_TEQ.ref*(m_dot_total/rho_gases)/((m_dot_total/rho_gases)+(m_dot_H2O/rho_H2O))*((21Y_O2)/(2111))*(T_ref/T_op)*(P_op/P_ref)=C_2378.TCDD*TEQ_2378.TCDD+C_12378.PeCDD*TEQ_12378.PeCDD+C _123478.HxCDD*TEQ_123478.HxCDD+C_123678.HxCDD*TEQ_123678.HxCDD+C_123789.HxCDD*TEQ_ 123789.HxCDD+C_123789.HxCDD*TEQ_123789.HxCDD+C_OCDD*TEQ_OCDD+C_2378.TCDF*TEQ_237 8.TCDF+C_23478.PeCDF*TEQ_23478.PeCDF+C_12378.PeCDF*TEQ_12378.PeCDF+C_123478.HxCDF*T EQ_123478.HxCDF+C_123678.HxCDF*TEQ_123678.HxCDF+C_123789.HxCDF*TEQ_123789.HxCDF+C_ 234678.HxCDF*TEQ_234678.HxCDF+C_1234678.HpCDF*TEQ_1234678.HpCDF+C_1234789.HpCDF*TE Q_1234789.HpCDF+C_OCDF*TEQ_OCDF {CÁLCULO DIFUSIVIDADES} PM_2378.TCDD=322 PM_12378.PeCDD=356,5 PM_123478.HxCDD=391 PM_123678.HxCDD=391 PM_123789.HxCDD=391 PM_1234678.HpCDD=425,5 PM_OCDD=460 PM_2378.TCDF=306 PM_23478.PeCDF=340,5 PM_12378.PeCDF=340,5 PM_123478.HxCDF=375 PM_123678.HxCDF=375 PM_123789.HxCDF=375 PM_234678.HxCDF=375 PM_1234678.HpCDF=409,5 PM_1234789.HpCDF=409,5 Simulación adsorción 72 72 PM_OCDF=444 Tc_2378.TCDD=1035,13 Tc_12378.PeCDD=1079,96 Tc_123478.HxCDD=1123,61 Tc_123678.HxCDD=1123,61 Tc_123789.HxCDD=1123,61 Tc_1234678.HpCDD=1167,63 Tc_OCDD=1211,63 Tc_2378.TCDF=1000,42 Tc_23478.PeCDF=1045,04 Tc_12378.PeCDF=1045,04 Tc_123478.HxCDF=1089,38 Tc_123678.HxCDF=1089,38 Tc_123789.HxCDF=1089,38 Tc_234678.HxCDF=1089,38 Tc_1234678.HpCDF=1133,54 Tc_1234789.HpCDF=1133,54 Tc_OCDF=1177,62 Pc_2378.TCDD=29,99 Pc_12378.PeCDD=28,35 Pc_123478.HxCDD=26,85 Pc_123678.HxCDD=26,85 Pc_123789.HxCDD=26,85 Pc_1234678.HpCDD=25,46 Pc_OCDD=24,17 Pc_2378.TCDF=29,47 Pc_23478.PeCDF=27,88 Pc_12378.PeCDF=27,88 Pc_123478.HxCDF=26,41 Pc_123678.HxCDF=26,41 Pc_123789.HxCDF=26,41 Pc_234678.HxCDF=26,41 Pc_1234678.HpCDF=25,05 Pc_1234789.HpCDF=25,05 Pc_OCDF=23,8 sigma_2378.TCDD=2,44*(Tc_2378.TCDD/Pc_2378.TCDD)^(1/3) sigma_12378.PeCDD=2,44*(Tc_12378.PeCDD/Pc_12378.PeCDD)^(1/3) 73 sigma_123478.HxCDD=2,44*(Tc_123478.HxCDD/Pc_123478.HxCDD)^(1/3) sigma_123678.HxCDD=2,44*(Tc_123678.HxCDD/Pc_123678.HxCDD)^(1/3) sigma_123789.HxCDD=2,44*(Tc_123789.HxCDD/Pc_123789.HxCDD)^(1/3) sigma_1234678.HpCDD=2,44*(Tc_1234678.HpCDD/Pc_1234678.HpCDD)^(1/3) sigma_OCDD=2,44*(Tc_OCDD/Pc_OCDD)^(1/3) sigma_2378.TCDF=2,44*(Tc_2378.TCDF/Pc_2378.TCDF)^(1/3) sigma_23478.PeCDF=2,44*(Tc_23478.PeCDF/Pc_23478.PeCDF)^(1/3) sigma_12378.PeCDF=2,44*(Tc_12378.PeCDF/Pc_12378.PeCDF)^(1/3) sigma_123478.HxCDF=2,44*(Tc_123478.HxCDF/Pc_123478.HxCDF)^(1/3) sigma_123678.HxCDF=2,44*(Tc_123678.HxCDF/Pc_123678.HxCDF)^(1/3) sigma_123789.HxCDF=2,44*(Tc_123789.HxCDF/Pc_123789.HxCDF)^(1/3) sigma_234678.HxCDF=2,44*(Tc_234678.HxCDF/Pc_234678.HxCDF)^(1/3) sigma_1234678.HpCDF=2,44*(Tc_1234678.HpCDF/Pc_1234678.HpCDF)^(1/3) sigma_1234789.HpCDF=2,44*(Tc_1234789.HpCDF/Pc_1234789.HpCDF)^(1/3) sigma_OCDF=2,44*(Tc_OCDF/Pc_OCDF)^(1/3) sigma_gases=2,44*(Tc_gases/Pc_gases)^(1/3) sigma_gases.2378.TCDD=(sigma_gases+sigma_2378.TCDD)/2 sigma_gases.12378.PeCDD=(sigma_gases+sigma_12378.PeCDD)/2 sigma_gases.123478.HxCDD=(sigma_gases+sigma_123478.HxCDD)/2 sigma_gases.123678.HxCDD=(sigma_gases+sigma_123678.HxCDD)/2 sigma_gases.123789.HxCDD=(sigma_gases+sigma_123789.HxCDD)/2 sigma_gases.1234678.HpCDD=(sigma_gases+sigma_1234678.HpCDD)/2 sigma_gases.OCDD=(sigma_gases+sigma_OCDD)/2 sigma_gases.2378.TCDF=(sigma_gases+sigma_2378.TCDF)/2 sigma_gases.23478.PeCDF=(sigma_gases+sigma_23478.PeCDF)/2 sigma_gases.12378.PeCDF=(sigma_gases+sigma_12378.PeCDF)/2 sigma_gases.123478.HxCDF=(sigma_gases+sigma_123478.HxCDF)/2 sigma_gases.123678.HxCDF=(sigma_gases+sigma_123678.HxCDF)/2 sigma_gases.123789.HxCDF=(sigma_gases+sigma_123789.HxCDF)/2 sigma_gases.234678.HxCDF=(sigma_gases+sigma_234678.HxCDF)/2 sigma_gases.1234678.HpCDF=(sigma_gases+sigma_1234678.HpCDF)/2 sigma_gases.1234789.HpCDF=(sigma_gases+sigma_1234789.HpCDF)/2 sigma_gases.OCDF=(sigma_gases+sigma_OCDF)/2 epsilom.k_2378.TCDD=Tc_2378.TCDD*0,75 epsilom.k_12378.PeCDD=Tc_12378.PeCDD*0,75 Simulación adsorción 74 74 epsilom.k_123478.HxCDD=Tc_123478.HxCDD*0,75 epsilom.k_123678.HxCDD=Tc_123678.HxCDD*0,75 epsilom.k_123789.HxCDD=Tc_123789.HxCDD*0,75 epsilom.k_1234678.HpCDD=Tc_1234678.HpCDD*0,75 epsilom.k_OCDD=Tc_OCDD*0,75 epsilom.k_2378.TCDF=Tc_2378.TCDF*0,75 epsilom.k_23478.PeCDF=Tc_23478.PeCDF*0,75 epsilom.k_12378.PeCDF=Tc_12378.PeCDF*0,75 epsilom.k_123478.HxCDF=Tc_123478.HxCDF*0,75 epsilom.k_123678.HxCDF=Tc_123678.HxCDF*0,75 epsilom.k_123789.HxCDF=Tc_123789.HxCDF*0,75 epsilom.k_234678.HxCDF=Tc_234678.HxCDF*0,75 epsilom.k_1234678.HpCDF=Tc_1234678.HpCDF*0,75 epsilom.k_1234789.HpCDF=Tc_1234789.HpCDF*0,75 epsilom.k_OCDF=Tc_OCDF*0,75 epsilom.k_gases=Tc_gases*0,75 epsilom.k_gases.2378.TCDD=(epsilom.k_gases*epsilom.k_2378.TCDD)^(0,5) epsilom.k_gases.12378.PeCDD=(epsilom.k_gases*epsilom.k_12378.PeCDD)^(0,5) epsilom.k_gases.123478.HxCDD=(epsilom.k_gases*epsilom.k_123478.HxCDD)^(0,5) epsilom.k_gases.123678.HxCDD=(epsilom.k_gases*epsilom.k_123678.HxCDD)^(0,5) epsilom.k_gases.123789.HxCDD=(epsilom.k_gases*epsilom.k_2378.TCDD)^(0,5) epsilom.k_gases.1234678.HpCDD=(epsilom.k_gases*epsilom.k_2378.TCDD)^(0,5) epsilom.k_gases.OCDD=(epsilom.k_gases*epsilom.k_2378.TCDD)^(0,5) epsilom.k_gases.2378.TCDF=(epsilom.k_gases*epsilom.k_2378.TCDF)^(0,5) epsilom.k_gases.23478.PeCDF=(epsilom.k_gases*epsilom.k_23478.PeCDF)^(0,5) epsilom.k_gases.12378.PeCDF=(epsilom.k_gases*epsilom.k_12378.PeCDF)^(0,5) epsilom.k_gases.123478.HxCDF=(epsilom.k_gases*epsilom.k_123478.HxCDF)^(0,5) epsilom.k_gases.123678.HxCDF=(epsilom.k_gases*epsilom.k_123678.HxCDF)^(0,5) epsilom.k_gases.123789.HxCDF=(epsilom.k_gases*epsilom.k_123789.HxCDF)^(0,5) epsilom.k_gases.234678.HxCDF=(epsilom.k_gases*epsilom.k_234678.HxCDF)^(0,5) epsilom.k_gases.1234678.HpCDF=(epsilom.k_gases*epsilom.k_1234678.HpCDF)^(0,5) epsilom.k_gases.1234789.HpCDF=(epsilom.k_gases*epsilom.k_1234789.HpCDF)^(0,5) epsilom.k_gases.OCDF=(epsilom.k_gases*epsilom.k_OCDF)^(0,5) OMEGA_2378.TCDD=1,4396*T_op^(-0,256)*epsilom.k_gases.2378.TCDD^(0,256) OMEGA_12378.PeCDD=1,4396*T_op^(-0,256)*epsilom.k_gases.12378.PeCDD^(0,256) OMEGA_123478.HxCDD=1,4396*T_op^(-0,256)*epsilom.k_gases.123478.HxCDD^(0,256) 75 OMEGA_123678.HxCDD=1,4396*T_op^(-0,256)*epsilom.k_gases.123678.HxCDD^(0,256) OMEGA_123789.HxCDD=1,4396*T_op^(-0,256)*epsilom.k_gases.123789.HxCDD^(0,256) OMEGA_1234678.HpCDD=1,4396*T_op^(-0,256)*epsilom.k_gases.1234678.HpCDD^(0,256) OMEGA_OCDD=1,4396*T_op^(-0,256)*epsilom.k_gases.OCDD^(0,256) OMEGA_2378.TCDF=1,4396*T_op^(-0,256)*epsilom.k_gases.2378.TCDF^(0,256) OMEGA_23478.PeCDF=1,4396*T_op^(-0,256)*epsilom.k_gases.23478.PeCDF^(0,256) OMEGA_12378.PeCDF=1,4396*T_op^(-0,256)*epsilom.k_gases.12378.PeCDF^(0,256) OMEGA_123478.HxCDF=1,4396*T_op^(-0,256)*epsilom.k_gases.123478.HxCDF^(0,256) OMEGA_123678.HxCDF=1,4396*T_op^(-0,256)*epsilom.k_gases.123678.HxCDF^(0,256) OMEGA_123789.HxCDF=1,4396*T_op^(-0,256)*epsilom.k_gases.123789.HxCDF^(0,256) OMEGA_234678.HxCDF=1,4396*T_op^(-0,256)*epsilom.k_gases.234678.HxCDF^(0,256) OMEGA_1234678.HpCDF=1,4396*T_op^(-0,256)*epsilom.k_gases.1234678.HpCDF^(0,256) OMEGA_1234789.HpCDF=1,4396*T_op^(-0,256)*epsilom.k_gases.1234789.HpCDF^(0,256) OMEGA_OCDF=1,4396*T_op^(-0,256)*epsilom.k_gases.OCDF^(0,256) {CALCULO DIFUSIVIDADES INDIVIDUALES} D_2378.TCDD=(1,858*10^(- 7)*T_op^(1,5)*(1/PM_2378.TCDD+1/PM_gases)^(0,5))/(P_op*sigma_gases.2378.TCDD^(2)*OMEGA_2378.T CDD) D_12378.PeCDD=(1,858*10^(- 7)*T_op^(1,5)*(1/PM_12378.PeCDD+1/PM_gases)^(0,5))/(P_op*sigma_gases.12378.PeCDD^(2)*OMEGA_1 2378.PeCDD) D_123478.HxCDD=(1,858*10^(- 7)*T_op^(1,5)*(1/PM_123478.HxCDD+1/PM_gases)^(0,5))/(P_op*sigma_gases.123478.HxCDD^(2)*OMEGA _123478.HxCDD) D_123678.HxCDD=(1,858*10^(- 7)*T_op^(1,5)*(1/PM_123678.HxCDD+1/PM_gases)^(0,5))/(P_op*sigma_gases.123678.HxCDD^(2)*OMEGA _123678.HxCDD) D_123789.HxCDD=(1,858*10^(- 7)*T_op^(1,5)*(1/PM_123789.HxCDD+1/PM_gases)^(0,5))/(P_op*sigma_gases.123789.HxCDD^(2)*OMEGA _123789.HxCDD) D_1234678.HpCDD=(1,858*10^(- 7)*T_op^(1,5)*(1/PM_1234678.HpCDD+1/PM_gases)^(0,5))/(P_op*sigma_gases.1234678.HpCDD^(2)*OME GA_1234678.HpCDD) D_OCDD=(1,858*10^(- 7)*T_op^(1,5)*(1/PM_OCDD+1/PM_gases)^(0,5))/(P_op*sigma_gases.OCDD^(2)*OMEGA_OCDD) D_2378.TCDF=(1,858*10^(- 7)*T_op^(1,5)*(1/PM_2378.TCDF+1/PM_gases)^(0,5))/(P_op*sigma_gases.2378.TCDF^(2)*OMEGA_2378.T CDF) D_23478.PeCDF=(1,858*10^(- 7)*T_op^(1,5)*(1/PM_23478.PeCDF+1/PM_gases)^(0,5))/(P_op*sigma_gases.23478.PeCDF^(2)*OMEGA_2 3478.PeCDF) D_12378.PeCDF=(1,858*10^(- 7)*T_op^(1,5)*(1/PM_12378.PeCDF+1/PM_gases)^(0,5))/(P_op*sigma_gases.12378.PeCDF^(2)*OMEGA_1 2378.PeCDF) Simulación adsorción 76 76 D_123478.HxCDF=(1,858*10^(- 7)*T_op^(1,5)*(1/PM_123478.HxCDF+1/PM_gases)^(0,5))/(P_op*sigma_gases.123478.HxCDF^(2)*OMEGA _123478.HxCDF) D_123678.HxCDF=(1,858*10^(- 7)*T_op^(1,5)*(1/PM_123678.HxCDF+1/PM_gases)^(0,5))/(P_op*sigma_gases.123678.HxCDF^(2)*OMEGA _123678.HxCDF) D_123789.HxCDF=(1,858*10^(- 7)*T_op^(1,5)*(1/PM_123789.HxCDF+1/PM_gases)^(0,5))/(P_op*sigma_gases.123789.HxCDF^(2)*OMEGA _123789.HxCDF) D_234678.HxCDF=(1,858*10^(- 7)*T_op^(1,5)*(1/PM_234678.HxCDF+1/PM_gases)^(0,5))/(P_op*sigma_gases.234678.HxCDF^(2)*OMEGA _234678.HxCDF) D_1234678.HpCDF=(1,858*10^(- 7)*T_op^(1,5)*(1/PM_1234678.HpCDF+1/PM_gases)^(0,5))/(P_op*sigma_gases.1234678.HpCDF^(2)*OME GA_1234678.HpCDF) D_1234789.HpCDF=(1,858*10^(- 7)*T_op^(1,5)*(1/PM_1234789.HpCDF+1/PM_gases)^(0,5))/(P_op*sigma_gases.1234789.HpCDF^(2)*OME GA_1234789.HpCDF) D_OCDF=(1,858*10^(- 7)*T_op^(1,5)*(1/PM_OCDF+1/PM_gases)^(0,5))/(P_op*sigma_gases.OCDF^(2)*OMEGA_OCDF) {DATOS ADSORVENTE: Norit 4PAH-HF} epsilon_p=0,8 "porosidad interna" tau=5 "tortuosidad" d_particula=24*10^(-6) d_poro=2*10^(-9) "diámetro medio de poro" rho_particula=800 "kg/m3 (densidad real del carbón activo)" m_dot_CA=0,002 "kg/s" "Adsortividad de equilibrio experimental para Disolvente/CA=0,005 (ng/p_aceite)" R=0,005 "Relación adsorbente disolución: g CA/g disolv." q_2378.TCDD.eq=(0,45-0,15)/R "pg PCDD.F/g CA" q_12378.PeCDD.eq=(1,57-0,07)/R q_123478.HxCDD.eq=(0,32-0,03)/R q_123678.HxCDD.eq=(1,49-0,17)/R q_123789.HxCDD.eq=(0,51-0,18)/R q_1234678.HpCDD.eq=(1,66-0,13)/R q_OCDD.eq=(4,6-0,2)/R q_2378.TCDF.eq=(14,9-0,21)/R q_23478.PeCDF.eq=(2,41-0,13)/R q_12378.PeCDF.eq=(6,69-0,12)/R q_123478.HxCDF.eq=(0,74-0,08)/R q_123678.HxCDF.eq=(0,71-0,07)/R q_123789.HxCDF.eq=(0,75-0,08)/R 77 q_234678.HxCDF.eq=(0,31-0,1)/R q_1234678.HpCDF.eq=(0,2-0,11)/R q_1234789.HpCDF.eq=(0,25-0,18)/R q_OCDF.eq=0,01/R {DIFUSIVIDAD EN POROS} Dp_2378.TCDD=(1/tau)*((3/(2*d_poro))*((pi*PM_2378.TCDD)/(2*8,314*T_op))^(0,5)+(1/D_2378.TCDD))^(-1) Dp_12378.PeCDD=(1/tau)*((3/(2*d_poro))*((pi*PM_12378.PeCDD)/(2*8,314*T_op))^(0,5)+(1/D_12378.PeCD D))^(-1) Dp_123478.HxCDD=(1/tau)*((3/(2*d_poro))*((pi*PM_123478.HxCDD)/(2*8,314*T_op))^(0,5)+(1/D_123478.Hx CDD))^(-1) Dp_123678.HxCDD=(1/tau)*((3/(2*d_poro))*((pi*PM_123678.HxCDD)/(2*8,314*T_op))^(0,5)+(1/D_123678.Hx CDD))^(-1) Dp_123789.HxCDD=(1/tau)*((3/(2*d_poro))*((pi*PM_123789.HxCDD)/(2*8,314*T_op))^(0,5)+(1/D_123789.Hx CDD))^(-1) Dp_1234678.HpCDD=(1/tau)*((3/(2*d_poro))*((pi*PM_1234678.HpCDD)/(2*8,314*T_op))^(0,5)+(1/D_123467 8.HpCDD))^(-1) Dp_OCDD=(1/tau)*((3/(2*d_poro))*((pi*PM_OCDD)/(2*8,314*T_op))^(0,5)+(1/D_OCDD))^(-1) Dp_2378.TCDF=(1/tau)*((3/(2*d_poro))*((pi*PM_2378.TCDF)/(2*8,314*T_op))^(0,5)+(1/D_2378.TCDF))^(-1) Dp_23478.PeCDF=(1/tau)*((3/(2*d_poro))*((pi*PM_23478.PeCDF)/(2*8,314*T_op))^(0,5)+(1/D_23478.PeCD F))^(-1) Dp_12378.PeCDF=(1/tau)*((3/(2*d_poro))*((pi*PM_12378.PeCDF)/(2*8,314*T_op))^(0,5)+(1/D_12378.PeCD F))^(-1) Dp_123478.HxCDF=(1/tau)*((3/(2*d_poro))*((pi*PM_123478.HxCDF)/(2*8,314*T_op))^(0,5)+(1/D_123478.Hx CDF))^(-1) Dp_123678.HxCDF=(1/tau)*((3/(2*d_poro))*((pi*PM_123678.HxCDF)/(2*8,314*T_op))^(0,5)+(1/D_123678.Hx CDF))^(-1) Dp_123789.HxCDF=(1/tau)*((3/(2*d_poro))*((pi*PM_123789.HxCDF)/(2*8,314*T_op))^(0,5)+(1/D_123789.Hx CDF))^(-1) Dp_234678.HxCDF=(1/tau)*((3/(2*d_poro))*((pi*PM_234678.HxCDF)/(2*8,314*T_op))^(0,5)+(1/D_234678.Hx CDF))^(-1) Dp_1234678.HpCDF=(1/tau)*((3/(2*d_poro))*((pi*PM_1234678.HpCDF)/(2*8,314*T_op))^(0,5)+(1/D_123467 8.HpCDF))^(-1) Dp_1234789.HpCDF=(1/tau)*((3/(2*d_poro))*((pi*PM_1234789.HpCDF)/(2*8,314*T_op))^(0,5)+(1/D_123478 9.HpCDF))^(-1) Dp_OCDF=(1/tau)*((3/(2*d_poro))*((pi*PM_OCDF)/(2*8,314*T_op))^(0,5)+(1/D_OCDF))^(-1) {COEFICIENTE DE TRANSPORTE EN INTERIOR DE TUBERIA} v_gases=16,8 "m/s" Re=(rho_gases*v_gases*d_conducto)/mu_gases Q_gas.real=v_gases*(pi*d_conducto^2)/4 Simulación adsorción 78 78 "Coeficiente de transporte: Partic. sólidas pequeñas en sistemas agitados (5.26.F)" kL_2378.TCDD*d_particula/D_2378.TCDD=2+0,31*((d_particula^3*(rho_particularho_gases))/(mu_gases*D_2378.TCDD))^(1/3) kL_12378.PeCDD*d_particula/D_12378.PeCDD=2+0,31*((d_particula^3*(rho_particularho_gases))/(mu_gases*D_12378.PeCDD))^(1/3) kL_123478.HxCDD*d_particula/D_123478.HxCDD=2+0,31*((d_particula^3*(rho_particularho_gases))/(mu_gases*D_123478.HxCDD))^(1/3) kL_123678.HxCDD*d_particula/D_123678.HxCDD=2+0,31*((d_particula^3*(rho_particularho_gases))/(mu_gases*D_123678.HxCDD))^(1/3) kL_123789.HxCDD*d_particula/D_123789.HxCDD=2+0,31*((d_particula^3*(rho_particularho_gases))/(mu_gases*D_123789.HxCDD))^(1/3) kL_1234678.HpCDD*d_particula/D_1234678.HpCDD=2+0,31*((d_particula^3*(rho_particularho_gases))/(mu_gases*D_1234678.HpCDD))^(1/3) kL_OCDD*d_particula/D_OCDD=2+0,31*((d_particula^3*(rho_particularho_gases))/(mu_gases*D_OCDD))^(1/3) kL_2378.TCDF*d_particula/D_2378.TCDF=2+0,31*((d_particula^3*(rho_particularho_gases))/(mu_gases*D_2378.TCDF))^(1/3) kL_23478.PeCDF*d_particula/D_23478.PeCDF=2+0,31*((d_particula^3*(rho_particularho_gases))/(mu_gases*D_23478.PeCDF))^(1/3) kL_12378.PeCDF*d_particula/D_12378.PeCDF=2+0,31*((d_particula^3*(rho_particularho_gases))/(mu_gases*D_12378.PeCDF))^(1/3) kL_123478.HxCDF*d_particula/D_123478.HxCDF=2+0,31*((d_particula^3*(rho_particularho_gases))/(mu_gases*D_123478.HxCDF))^(1/3) kL_123678.HxCDF*d_particula/D_123678.HxCDF=2+0,31*((d_particula^3*(rho_particularho_gases))/(mu_gases*D_123678.HxCDF))^(1/3) kL_123789.HxCDF*d_particula/D_123789.HxCDF=2+0,31*((d_particula^3*(rho_particularho_gases))/(mu_gases*D_123789.HxCDF))^(1/3) kL_234678.HxCDF*d_particula/D_234678.HxCDF=2+0,31*((d_particula^3*(rho_particularho_gases))/(mu_gases*D_234678.HxCDF))^(1/3) kL_1234678.HpCDF*d_particula/D_1234678.HpCDF=2+0,31*((d_particula^3*(rho_particularho_gases))/(mu_gases*D_1234678.HpCDF))^(1/3) kL_1234789.HpCDF*d_particula/D_1234789.HpCDF=2+0,31*((d_particula^3*(rho_particularho_gases))/(mu_gases*D_1234789.HpCDF))^(1/3) kL_OCDF*d_particula/D_OCDF=2+0,31*((d_particula^3*(rho_particularho_gases))/(mu_gases*D_OCDF))^(1/3) "Coeficiente de transporte global" 1/K_2378.TCDD=1/kL_2378.TCDD+d_poro/(10*Dp_2378.TCDD) 1/K_12378.PeCDD=1/kL_12378.PeCDD+d_poro/(10*Dp_12378.PeCDD) 1/K_123478.HxCDD=1/kL_123478.HxCDD+d_poro/(10*Dp_123478.HxCDD) 1/K_123678.HxCDD=1/kL_123678.HxCDD+d_poro/(10*Dp_123678.HxCDD) 1/K_123789.HxCDD=1/kL_123789.HxCDD+d_poro/(10*Dp_123789.HxCDD) 1/K_1234678.HpCDD=1/kL_1234678.HpCDD+d_poro/(10*Dp_1234678.HpCDD) 1/K_OCDD=1/kL_OCDD+d_poro/(10*Dp_OCDD) 1/K_2378.TCDF=1/kL_2378.TCDF+d_poro/(10*Dp_2378.TCDF) 79 1/K_23478.PeCDF=1/kL_23478.PeCDF+d_poro/(10*Dp_23478.PeCDF) 1/K_12378.PeCDF=1/kL_12378.PeCDF+d_poro/(10*Dp_12378.PeCDF) 1/K_123478.HxCDF=1/kL_123478.HxCDF+d_poro/(10*Dp_123478.HxCDF) 1/K_123678.HxCDF=1/kL_123678.HxCDF+d_poro/(10*Dp_123678.HxCDF) 1/K_123789.HxCDF=1/kL_123789.HxCDF+d_poro/(10*Dp_123789.HxCDF) 1/K_234678.HxCDF=1/kL_234678.HxCDF+d_poro/(10*Dp_234678.HxCDF) 1/K_1234678.HpCDF=1/kL_1234678.HpCDF+d_poro/(10*Dp_1234678.HpCDF) 1/K_1234789.HpCDF=1/kL_1234789.HpCDF+d_poro/(10*Dp_1234789.HpCDF) 1/K_OCDF=1/kL_OCDF+d_poro/(10*Dp_OCDF) {ADSORCIÓN EN CONDUCTO} t_R=2 Le=6/d_particula a=m_dot_CA*(1/Q_gas.real)*(1/rho_particula)*Le ln(A1_2378.TCDD)=-K_2378.TCDD*a*t_R ln(A1_12378.PeCDD)=-K_12378.PeCDD*a*t_R ln(A1_123478.HxCDD)=-K_123478.HxCDD*a*t_R ln(A1_123678.HxCDD)=-K_123678.HxCDD*a*t_R ln(A1_123789.HxCDD)=-K_123789.HxCDD*a*t_R ln(A1_1234678.HpCDD)=-K_1234678.HpCDD*a*t_R ln(A1_OCDD)=-K_OCDD*a*t_R ln(A1_2378.TCDF)=-K_2378.TCDF*a*t_R ln(A1_23478.PeCDF)=-K_23478.PeCDF*a*t_R ln(A1_12378.PeCDF)=-K_12378.PeCDF*a*t_R ln(A1_123478.HxCDF)=-K_123478.HxCDF*a*t_R ln(A1_123678.HxCDF)=-K_123678.HxCDF*a*t_R ln(A1_123789.HxCDF)=-K_123789.HxCDF*a*t_R ln(A1_234678.HxCDF)=-K_234678.HxCDF*a*t_R ln(A1_1234678.HpCDF)=-K_1234678.HpCDF*a*t_R ln(A1_1234789.HpCDF)=-K_1234789.HpCDF*a*t_R ln(A1_OCDF)=-K_OCDF*a*t_R A1_2378.TCDD=(q_2378.TCDD.eq-q_2378.TCDD.1)/(q_2378.TCDD.eq) A1_12378.PeCDD=(q_12378.PeCDD.eq-q_12378.PeCDD.1)/(q_12378.PeCDD.eq) A1_123478.HxCDD=(q_123478.HxCDD.eq-q_123478.HxCDD.1)/(q_123478.HxCDD.eq) A1_123678.HxCDD=(q_123678.HxCDD.eq-q_123678.HxCDD.1)/(q_123678.HxCDD.eq) A1_123789.HxCDD=(q_123789.HxCDD.eq-q_123789.HxCDD.1)/(q_123789.HxCDD.eq) Simulación adsorción 86 86 CDF+C_1234789.HpCDF.OUT.real*TEQ_1234789.HpCDF+C_OCDF.OUT.real*TEQ_OCDF "TEQ-ng/m3" {PCDD/F EN CENIZAS} C_PCDD.F_TEQ.2.ref=C_PCDD.F_TEQ.2*((m_dot_total/rho_gases)/((m_dot_total/rho_gases)+(m_dot_H2O/ rho_H2O)))^(-1)*((21-Y_O2)/(21-11))^(-1)*(T_op/T_ref)*(P_ref/P_op) "Base seca, 11% O2 (TEQ-ng/Nm3)" C_PCDD.F_TEQ.OUT.ref=C_PCDD.F_TEQ.2.ref*0,4 "Base seca, 11% O2 (TEQ-ng/Nm3)" 2.20. Resultados obtenidos 87 Simulación adsorción 88 88 89 Simulación adsorción 90 90 91 2.21. Conclusiones El primer resultado que resulta llamativo de la simulación, es la baja adsorción que se produce en el conducto con respecto en el filtro de mangas, del orden de 1000 veces menor. De ahí se demuestra, que una buena vía para mejorar la adsorción de PCDD/Fs, sería adaptar mejor el diseño del filtro de mangas como podría ser la superficie de filtración . Que gráficamente resultaría: [Gráfica 6-2: Eliminación de PCDD/Fs en función del área de filtración (nº de mangas)] Otra vía para mejorar esta adsorción en cierta medida, no contemplada en este proyecto, podría ser la inyección del carbón activo directamente en el desulfurado para así aumentar el tiempo de residencia gasadsorbente. Otro resultado a destacar, y quizás el más importante es que, con la dosis recomendada de carbón, según la simulación no se alcanza el máximo legal de 0,1 TEQ-ng/Nm3, esto puede deberse a que en programa se utilizaron datos conservadores para mantenerse en un amplio margen de seguridad, como por ejemplo en las Estimación económica 92 92 adsortibidades de equilibrio, parámetro muy influente para este caso. Otra razón es que se eligió un valor alto del rango de concentraciones de dioxinas de entrada al sistema como se puede observar en la tabla 8. En la siguiente gráfica se observa la evolución de los PCDD/Fs a la salida del sistema de depuración según la dosis de carbón: [Gráfica 6-3: Concentración de PCDD/Fs de salida en función de la dosis de CA inyectado] 7 ESTIMACIÓN ECONÓMICA Este apartado se centrará en hallar un valor aproximado del coste del proyecto en cuestión, ya que se llevará a cabo mediante la aplicación de métodos y correlaciones de aproximación económica, puesto que el precio real de este sistema será la suma de todos los costes necesarios para su puesta en marcha aportados por los fabricantes de equipos e instaladores, en principio desconocidos. 2.22. Coste de los equipos Los equipos a estimar serán el silo S-201, el ventilador V-201 y la válvula alveolar rotativa para la dosificación del carbón activo, ya que el filtro de mangas se considera un equipo existente de la planta de incineración completa y que la integración del sistema de depuración de dioxinas y furanos no supondrá la realización de un rediseño de este. A partir de una serie de parámetro específicos para cada uno de ellos, todos se calcularán mediante la siguiente correlación: 93 Siendo:  Ceqo: El coste del equipo ($)  ki: Los parámetros característico del equipo anteriormente mencionados.  A: El parámetro de diseño de cada equipo. Para ajustar los parámetros característicos a la información disponible, para el caso del silo se utilizarán los valores recogidos para tanques de techo fijo y para el ventilador los de tipo centrífugo (con motor incluido). Los valores de coste de los equipos obtenidos de la ecuación 7.1, vienen referidos a presiones de operación de 1 atmósfera y construidos en acero al carbono. En este caso, a pesar de trabajar todos los equipos a una presión aproximadamente la atmosférica, en el caso de los ventiladores y la válvula, su material de construcción es acero inoxidable, por lo tanto, el coste calculado con la ecuación 7.1, deberá ser multiplicado por un factor de corrección por material, también específico de cada equipo, FBM (Tabla 7-2). Como última consideración, se calculará el coste de dos ventiladores (A y B), ya que se necesitará uno en operación y otro de repuesto, para su utilización en caso de fallo del primero. De ahí se obtuvo: Equipo Nº Ítem Capacidad k1 k2 k3 Ceq0 ($) Parámetro Valor Silo S-201 Volumen (m3) 10,2 4,8509 -0,3973 0,1445 39552,99 Silo S-202 A Volumen (m3) 0,218 4,8509 -0,3973 0,1445 150303,88 Silo S-202 B Volumen (m3) 0,218 4,8509 -0,3973 0,1445 150303,88 Ventilador V-201 A Caudal (m3/s) 0,47 3,5391 -0,3533 0,4477 5047,59 Ventilador V-201 B Caudal (m3/s) 0,47 3,5391 -0,3533 0,4477 5047,59 Válvula 14"-T-AIR-15-231 Diámetro (m) 0,15 3,3322 0,3434 0,3434 1915,92 [Tabla 7-1: Costes equipos en operación construidos con acero al carbono] Equipo Nº Ítem Material construcción FBM Ceq0 ($) Ceq ($) Silo S-201 AC 1,00 39552,99 39552,99 Silo S-202 A AC 1,00 150303,88 150303,88 Silo S-202 B AC 1,00 150303,88 150303,88 Ventilador V-201 A SS 5,80 5047,59 29276,05 Ventilador V-201 B SS 5,80 5047,59 29276,05 Válvula 14"-T-AIR-15-231 SS 3,10 1915,92 5939,37 COSTE TOTAL EQUIPOS $ 404652,21 [Tabla 7-2: Coste real y corregido de los equipos] Estimación económica 94 94 2.23. Coste total de la planta Una vez calculado el coste total de los equipos es posible calcular los costes de inversión de la instalación completa. Para ello existen diferentes métodos para conseguirlo. Como se mencionó al principio de este apartado, se necesario la aplicación de un método para realizar este tipo de aproximaciones, ya que en que en la puesta en funcionamiento de una planta o instalación intervienen multitud de partes y disciplinas, que en una ingeniería básica, como es este caso, sería imposible de determinar con exactitud. En este proyecto se eligió el método de Chilton, puesto que es capaz de dar mejores aproximaciones que otros métodos debido a que tiene en cuenta multitud de factores que afectan directamente a este coste y la persona ejecutora del proyecto debe decidir entre unos rango de valores que serán elegidos según una serie de características de la planta. Una vez elegidos estos valores, se multiplican por el coste total de los equipos, consiguiendo calcular los costes totales de inversión de la planta como la suma de todos los resultados obtenidos para cada concepto. Las decisiones de los valores específicos elegidos para cada rango de valores se justificaron según:  Concepto (2): Coste instalación equipos. Se tomó un valor bajo debido a que el sistema a tratar solo consta de tres.  Concepto (3): Tuberias. Referidas a tipo de sustancias a manejar, por lo que al tratarse al fin y al cabo de un sistema de transporte neumático de un sólido, se eligió el valor medio del rango correspondiente a plantas mixtas (sólido y gas en este caso).  Concepto (4): Instrumentación. Como solo se ha considerado en el diseño del proyecto el lazo de control de dioxinas a partir de la medida del COT, se decidió elegir un valor del rango de "Poca automatización", tomándose un valor alto por ser un sistema propenso a la adición de más lazos de control (u otros de control más avanzados al existente) e instrumentación.  Concepto (5): Edificios y preparación del terreno. Aquí se tomó un valor del alto del apartado de planta existente, puesto que al tratarse de la integración de un sistema a una planta de incineración puede tratarse como una zona separada de esta.  Concepto (6):Auxiliares. Se escogió un valor bajo de "Pequeña extensión", ya que la ampliación de las instalaciones auxiliares sería mínima puesto que el único auxiliar que se requeriría sería corriente eléctrica a los ventiladores.  Concepto (7): Líneas exteriores. Tomándose un valor medio del rango de unidad integrada ya que define perfectamente el tipo de instalación de la que se trata en este documento.  Concepto (8): Costes directos totales.  Concepto (9): Ingeniería y construcción. Valor medio de "Complejidad simple" puesto que este proyecto no supondría un gran equipo de ingenieros a su servicio.  Concepto (10): Contingencia y beneficio. Se tomó el valor más bajo de este concepto puesto que se trata de un sistema de depuración, por lo que no reportará beneficios economicos directos, además de ser una instalación integrada en un conjunto mayor, el contratista no exigirá un beneficio demasiado alto.  Concepto (11): Factor de tamaño. Se trata de una instalación pequeña ya que se recuerda que solo consta de 3 equipos principales por lo que se tomó un valor bajo del rango de valores de planta pequeña, ya que más que una planta se trata de una parte de ella.  Concepto (12): Costes indirectos totales. 95 Concepto Valor Coste por concepto ($) (1) Coste principal de los equipos 1,00 404652,21 (2) Coste de los equipos instalados 1,40 566513,09 (3) Tuberías 0,20 80930,44 (4) Instrumentación 0,05 20232,61 (5) Edificios y preparación del terreno 0,20 80930,44 (6) Instalaciones auxiliares 0,05 20232,61 (7) Líneas exteriores 0,10 40465,22 (8) Suma conceptros 1 a 7 1213956,62 (9) Ingeniería y construcción 0,30 121395,66 (10)Contingencia y beneficio 0,10 40465,22 (11) Factor tamaño de la planta 0,05 20232,61 (12) Suma conceptos de 9 a 11 182093,49 COSTE TOTAL DE INVERSIÓN DE LA INSTALACIÓN 1396050,11 [Tabla 7-3: Coste total de inversión por el método de Chilton] 2.24. Costes de operación Una vez se realiza la inversión inicial y montajes necesarios para la realización del proyecto, indicada anteriormente, se podría comenzar con la puesta en marcha de este. Para ello durante la operación se utilizarán una serie de recursos necesarios para el correcto funcionamiento del sistema. De este modo, se generarán una serie de gastos que serán proporcionales al tiempo de operación de la planta, estos son los costes de operación. Para el caso del sistema de depuración de dioxinas y furanos, estos gastos serán principalmente dos: el consumo eléctrico, proveniente del funcionamiento del ventilador, y el de carbón activo. Conocido el precio de ambos y las horas durante las que opera la planta al año, es sencillo determinar este gasto, calculado como: Donde:  DosisCA: Dosis de carbón activo seleccionada para el proceso (0,35 kg/ tRD)  ṁCA: Capacidad de incineración de la planta (165.000 tRD/año)  CCA: Coste de tratamiento con carbón activo (0,3€/tRD)1  Pvent: Potencia nominal del ventilador (1,062 kW)  η: Rendimiento global del ventilador, que se puede suponer igual al 70%  tOP: Tiempo de operación de la planta (8.000 h/año)