Análisis de alternativas para depuración de partículas en los gases de combustión de una caldera de orujillo

Equation Chapter 1 Section 1 Trabajo Fin de Carrera Ingeniería Química Análisis de alternativas para depuración de partículas en los gases de combustión de una caldera de orujillo Autor: Plácido Siria López Tutor: Benito Navarrete Rubia Dpto. Ingeniería Química y Ambiental Escuela Técnica Superior de Ingeniería Universidad de Sevilla Sevilla, 2019 ii iii Trabajo Fin de Carrera Ingeniería Química Análisis de alternativas para depuración de partículas en los gases de combustión de una caldera de orujillo Autor: Plácido Siria López Tutor: Benito Navarrete Rubia Dpto. Ingeniería Química y Ambiental Escuela Técnica Superior de Ingeniería Universidad de Sevilla Sevilla, 2019 iv v Trabajo Fin de Carrera: Análisis de alternativas para depuración de partículas en los gases de combustión de una caldera de orujillo Autor: Plácido Siria López Tutor: Benito Navarrete Rubia El tribunal nombrado para juzgar el Proyecto arriba indicado, compuesto por los siguientes miembros: Presidente: Vocales: Secretario: Acuerdan otorgarle la calificación de: vi Agradecimientos En primer lugar, me gustaría agradecer a toda mi familia todo el apoyo y el cariño recibido durante toda mi vida, así como la educación y los valores transmitidos desde mi infancia. Por esa razón, les dedico este trabajo fin de grado a ellos principalmente. En segundo lugar, agradecer a la empresa el gran trato recibido, así como la disponibilidad y simpatía de todos los trabajadores que conforman la empresa. Por último, agradecer a Benito Navarrete Rubia por haberme ofrecido la posibilidad de realizar el proyecto, admás de su ayuda y su implicación durante estos meses de trabajo. Mencionar también a Marina Gallego Fernández por su gran apoyo durante los meses iniciales de proyecto. Resumen En este Trabajo Fin de Grado se ha realizado el diseño de la alternativa de control de partículas más apropiada desde un punto de vista técnico-económico con objeto de cumplir la legislación actual vigente en una planta de extracción de aceite de orujo. En primer lugar, se ha realizado una descripción de las posibles alternativas de control de partículas existentes en la actualidad, con objeto de seleccionar aquellas alternativas que puedan ser válidas. Posteriormente, se realiza el dimensionado de las distintas alternativas previamente seleccionadas. Por último, se desarrolla un análisis económico con objeto de discutir las diferentes alternativas y seleccionar la opción de control más adecuada. Abstract In this Final Degree Project the design of the most appropriate particle control alternative has been made from a technical-economic point of view in order to comply with the current legislation in force at a pomace oil extraction plant. In the first place, a description of the possible control alternatives for existing particles has been made, in order to select those alternatives that may be valid. Subsequently, the sizing of the different previously selected alternatives is carried out. Finally, an economic analysis is developed in order to discuss the different alternatives and select the most appropriate option. ix Índice Agradecimientos vi Resumen vii Abstract viii Índice ix Índice de Tablas xi Índice de Figuras xiii 1 Antecedentes 1 2 Introducción 2 Extractoras dentro del marco general del sectro oleícola 2 Problemática medioambiental 3 3 Objetivos y Alcance 5 4 Metodología de trabajo 6 5 Memoria descriptiva 7 5.1 Descripción del proceso 7 Extracción de aceite de semillas oleaginosas 7 Extracción de aceite de orujo de aceitunas 10 5.2. Bases de partida 14 5.3. Identificación de alternativas 17 5.3.1. Separadores húmedos 17 5.3.2. Separadores mecánicos 18 5.3.3. Filtros de mangas 19 5.3.4. Precipitador electrostático (PES) 21 5.4. Propuesta de alternativas para el control de partículas 22 5.4.1. Aerorefrigerador 26 5.4.2 Precalentador de aire 26 6 Memoria de cálculo 31 6.1. Análisis de grados de libertad 33 6.2. Balance de materia y energía 36 6.3. Prediseño de equipos 41 6.3.1. Precalentador de aire 41 6.3.2. Aerorefrigerador 46 6.3.3. Filtro de mangas 49 6.3.4. Precipitador electrostático 54 6.4. Análisis económico 57 6.4.1. Precalentador de aire 57 6.4.2. Aerorefrigerador 59 6.4.3. Filtro de mangas 61 6.4.4. Precipitador electrostático 65 2 2 INTRODUCCIÓN Extractoras dentro del marco general del sectro oleícola En el presente texto se realiza una breve descripción del procesado de la aceituna desde su recolección hasta la obtención de los diferentes aceites generados y productos principales que surgen a partir de ella con objeto de definir y localizar la actividad de las extractoras de orujo dentro del marco general del sector oleícola. Para ello se muestra un diagrama esquemático representativo del procesado global de la aceituna. ACEITUNA ALMAZARAENTAMADORA ACEITUNA DE MESA ACEITE DE OLIVA ORUJO/ ALPERUJO HUESO DE ACEITUNA RESTO DE HOJAS Y RAMAS HUESO DE ACEITUNA EXTRACTORA HUESO DE ACEITUNA ACEITE DE ORUJO ORUJILLO REFINERÍA ACEITES REFINADOS PRODUCTO PRINCIPAL INSTALACIONES SUBPRODUCTOS/RESIDUOS Figura 1: Materias Primas, productos y subproductos en la industria del sector oleícola Cómo se puede ver en la figura anterior existen cuatro principales industrias dentro del sector del olivar para el procesado y obtención de los productos principales que se describen brevemente a continuación [1].  Entamadora: En esta industria se realiza el aderezo y tratamiento de muchas variedades y tipologías de aceitunas para que puedan ser consumidas. Una vez realizado su tratamiento se procede al envasado para su posterior venta. En algunas ocasiones las entamadoras pueden formar parte de la propia almazara [3].  Almazara: Corresponde a la industria dónde se realiza la transformación de la aceituna para obtener el aceite de oliva. En estas instalaciones no se utilizan procesos químicos para la obtención del aceite, sino a través de medios mecánicos y procesos físicos. Como en toda actividad industrial se generan una serie de residuos y subproductos, y concretamente el orujo se destina a la extractora dónde se realiza la última etapa de extracción con el propósito de aumentar el rendimiento de extracción de aceite. Además, para las almazaras supone un gran beneficio el hecho de que las extractoras de orujo se encargen de su principal residuo como es el orujo.  Extractora: En esta instalación a partir del orujo graso húmedo (alpeorujo) generado en las almazaras y realizando tratamientos químicos mediante extracción con hexano se obtiene el aceite conocido como 3 aceite de orujo de oliva que posteriormente se destina a la instalación de refinado para su consumo final. Es la industria encargada de procesar el 80 % de los residuos que se extraen de la aceituna, por lo que constituyen un papel fundamental en el sector oleícola. El aceite de orujo es necesario refinarlo en las refinerías de aceite con objeto de adecuarlo para la venta y el consumo humano.  Refinería: En esta industria se produce el refinado de aceites de orujo y aceites de oliva conocidos como lampantes, ya que son aceites cuyas características (acidez, aroma, sabor, color) no son aptas para el consumo humano, y requieren de procesos y tratamientos físico-químicos para adecuarlos a las especificaciones de consumo. Por lo tanto, las extractoras de orujo constituyen el último eslabón dentro del proceso productivo del sector oleícola además de ser los encargados de la valorización del orujo graso húmedo generado en las almazaras. Problemática medioambiental En las plantas extractoras de orujo existen una serie de focos contaminantes, que en mayor o menor medida necesitan de un control apropiado para cada tipo de contaminante generado (sólido, líquido, gas) durante los diversos procesos llevados a cabo en la instalación industrial, si se emiten en valores superiores a valores límites marcados por la legislación. La utilización de orujillo como combustible, principal subproducto generado en la extracción de aceite de orujo, trae consigo importantes ventajas medioambientales, ya que además de evitar los problemas medioambientales causados por el almacenamiento y eliminación del orujillo, la reutilización de este subproducto reduce la dependencia energética de otros combustibles fósiles. Figura 2: Almacenamiento del orujillo Por otro lado, cuando se produce la quema de orujillo en la caldera de vapor se libera CO2 a la atmósfera, pero dicho CO2 es utilizado por árboles y materia vegetal, que al ser uno de los principales sumideros de carbono naturales, absorben el carbono de la atmósfera para convertirlo en madera, hojas o fruto, por lo que al quemarlo se devuelve a la atmósfera, cerrando el ciclo y manteniendo constante el nivel de emisión de CO2 a la atmósfera. Figura 3: Balance neutro de carbono [2] A todo lo comentado anteriormente hay que sumar una ventaja medioambiental más, y es la ausencia o el bajo 4 contenido de azufre presente en la composición del orujillo, hecho que impide la formación de la lluvia ácida, situación que ocasiona consecuencias muy negativas a la naturaleza. A pesar de todas las ventajas medioambientales comentadas anteriormente existe un problema provocado por la combustión de este subproducto en la caldera de vapor y es el exceso de partículas generadas que salen junto a los gases de combustión por chimenea. Además, el otro principal contaminante generado es el CO. Haciendo referencia a las últimas inspecciones realizadas por ATISAE en la planta extractora se puede observar en la siguiente tabla los resultados obtenidos en comparación a los valores límites de emisión establecidos en la normativa aplicable: PIG7-CALDERA DE VAPOR CONTAMIN. MEDIDAS VALORES OBTENIDOS VALORES LÍMITE SUPERA SI/NO Concentración Incertidumbre Concentración Incertidumbre Partículas Medida 1 989 80 909 400 mg/Nm3 SI Medida 2 1054 80 974 Medida 3 1687 80 1607 MEDIA 1163 CO Medida 1 1218 73,1 1145 1445 p.p.m. NO Medida 2 1102 66,1 1036 Medida 3 808 48,5 759 MEDIA 980 Tabla 1: Mediciones contaminantes Las emisiones de partículas por chimenea superan los límites de emisión establecidos por la legislación vigente, hecho que genera la inactividad de los secaderos de la instalación debido a que no se pueden aprovechar los gases de combustión en la etapa de secado debido a la alta concentración de polvo en el interior del secadero, que genera niveles de atmósfera bastantes peligrosos, por lo que tienen que recurrir a empresas externas para que realicen el secado dejando inoperativo el secadero. 5 3 OBJETIVOS Y ALCANCE Este proyecto persigue fundamentalmente el siguiente objetivo principal:  Seleccionar y realizar el diseño a escala de ingeniería básica de la alternativa de control de partículas más adecuada para cumplir con la legislación en materia medioambiental en una instalación de producción de aceite de orujo. Para ello se tendrán en cuento criterios tanto de rendimiento de captura, eficiencia energética, impacto ambiental y aprovechamiento de residuos y recursos. Para ello, hay que cumplir una serie de objetivo específicos:  Selección y justificación de las posibles alternativas.  Diseño de equipos.  Realizar un análisis económico de las diferentes soluciones propuestas. El alcance del Proyecto comprende:  El estudio se centra en las emisiones procedentes del foco de emisión de la planta objeto de estudio consistentes en los gases de escape de la caldera de vapor, por lo que no se evalúan otros puntos de emisión de la planta como son los secaderos 5 y 6.  La resolución de los balances de materia y de energía necesarios para el análisis del foco.  Propuesta de alternativas técnicas para el control de las emisiones de partículas.  Análisis de alternativas y selección del tratamiento técnico-económico más adecuado.  Ingeniería básica de la instalación de la alternativa seleccionada incluyendo memoria de cálculo, hojas de especificaciones de equipos y presupuesto preliminar. 6 4 METODOLOGÍA DE TRABAJO RECOPILACIÓN INFORMACIÓN ANÁLISIS DATOS PROPUESTA SOLUCIONES BALANCE MATERIA Y ENERGÍA INICIAL PREDISEÑO EQUIPOS ANÁLISIS ECONÓMICO VIABILIDAD PROYECTO PRESENTACIÓN SOLUCIÓN FINAL COMUNICACIÓN CON EMPRESA 7 5 MEMORIA DESCRIPTIVA 5.1 Descripción del proceso La principal actividad que se desarrolla en la planta consiste en la extracción de aceite vegetal a partir de orujo graso seco y de semillas oleaginosas, fundamentalmente semillas de girasol. A continuación, en los siguientes puntos se aborda la descripción de los procesos tecnológicos que se realizan en la planta de las dos principales actividades de la empresa dónde se profundiza en la secuenciación de etapas necesarias para obtener el producto final, además de presentar los diagramas de proceso correspondientes. Extracción de aceite de semillas oleaginosas Las semillas de girasol son descargadas en las naves de almacenamiento destinadas para tal fin, una vez pesada y realizadas las tomas de muestras necesarias para analizar la humedad, las impurezas y la riqueza en grasa, preparadas para su posterior entrada al secadero. La semilla que haya necesitado secado se extrae en caliente, por lo que se introduce en la limpiadora para procesarla de inmediato y si no es posible, previo enfriamiento por ventilación natural se vuelve a almacenar. El proceso de limpieza de las semillas es importante ya que cuando llegan a la planta contienen impurezas o contaminantes como tierra, piedras o elementos metálicos que pueden originar problemas importantes en los equipos que componen la instalación [4]. Desde la tolva de alimentación de la limpiadora se eleva la semilla mediante transportador de cangilones a la propia limpiadora, que se encuentra sustentada sobre una estructura metálica de soporte. Desde ahí pasa la semilla, por gravedad, a los molinos trituradores de rodillos, y desde éstos, mediante tornillos sinfines, se alimentan las laminadoras, situadas en paralelo a los molinos. Figura 4:Molino de rodillos más laminadora La semilla, triturada y laminada, se eleva, mediante transportador de hélice, de caja calefactada que favorece el proceso posterior de extracción [4], hasta una termobatidora situada en un tercer nivel, con posibilidad de retorno, en caso de sobrecarga de la termobatidora. De la termobatidora, donde se adiciona vapor a la masa, pasa ésta por gravedad al acondicionador final, desde la que sale también por gravedad, a la prensa "Expeller", que se refrigera por agua para evitar el sobrecalentamiento de la torta. 8 Figura 5: Prensa Expeller En la prensa el aceite o grasa fluye, a través de la camisa, hacia su parte inferior y es transportado a un decantador, los aceites pasan finalmente a filtración y los sólidos decantados se transportan a la entrada de la termobatidora, para ser acondicionados térmicamente de nuevo. La torta que expulsa la prensa ya triturada y tras pasar por un proceso de secado, si es necesario, se transporta hasta las tolvas situadas en la parte superior de los extractores discontinuos. Aquí se inicia el proceso de extracción, tras el cual se obtienen aceites de semilla desolventizados y turtó de semilla desolventizado. Este es recogido a la salida de los extractores y transportado hasta un molino de martillos, para su disgregación y desde aquí pasa a la nave de granulación y envasado, o bien se almacena a granel en las naves destinadas a tal fin, siendo, en ocasiones, necesario un proceso de secado de estas harinas previo a su almacenamiento. Los aceites procedentes del filtrado se trasiegan a los depósitos de almacenamiento, subterráneos o intemperie. A continuación, se muestra el diagrama de procesos de la extracción de aceite de orujo a partir de semillas de girasol. 9 SECTOR PIG7 CALDERA DE VAPOR SECTOR DESTILACIÓN TK-201 TK-202 PR-201 F-201 D-201 TB-201 TB-202 M-202M-201 TR-202 CV-201 Leyenda: CV-201: Criba vibratoria M-201: Molino y laminadora TR-201: Tanque de rechazo TB-201: Termobatidora PR-201: Prensa D-201: Decantador F-201: Filtro TK-201: Tanque de almacenamiento Figura 6: Diagrama de proceso extracción de aceite de girasol 10 Extracción de aceite de orujo de aceitunas Tras la recepción y el almacenamiento del orujo, se debe proceder al secado del orujo, recibido con diferentes grados de humedad, según el método de extracción del aceite de oliva en la almazara de procedencia, alrededor del 25% en el caso del orujo procedente de las almazaras con sistema de extracción tradicional con prensas, 50 % en el orujo procedente de extracción continua con centrífuga en tres fases, y 60 - 70% en el orujo procedente de extracción continua con centrífuga en dos fases. La humedad óptima de extracción es de un 7%, lo cual se consigue mediante el secado de éste en los secaderos rotativos tipo trommel de que dispone la planta, que constan de un horno de combustible sólido, donde se calienta el aire para el secado; de un cilindro rotativo, por el cual se hace pasar el orujo húmedo en isocorriente con un flujo de aire caliente, que es aspirado por un ventilador situado en salida del cilindro, previo paso por un sistema ciclónico de limpieza de gases. En la actualidad debido a la problemática medioambiental ocasionada por las emisiones de partículas, estos secaderos no están en funcionamiento, por lo que el secado del orujo imprescindible para los procesos posteriores es realizado por una empresa externa. Figura 7: Secadero rotativo Una vez alcanzado este 7% de humedad en el orujo, se procede a la separación de la pulpa y el hueso del mismo, a la granulación de la pulpa y a la posterior mezcla de la pulpa granulada y el hueso. Figura 8: Granuladora de orujo 11 Tras el secado y acondicionamiento del orujo anteriormente descrito, se procede a la extracción del aceite contenido en el mismo, mediante un proceso de destilación discontinuo. El proceso discontinuo de extracción de aceites con disolvente que se efectúa en la instalación es válido tanto para el orujo de aceitunas como para la torta de prensado de semillas oleaginosas, y consta, básicamente, de los siguientes elementos:  Depósitos de hexano.  Extractores.  Destiladores.  Condensadores.  Captador de hexano mediante aceite.  Tanques de desgomado.  Elementos de transporte (sólidos, líquidos y vapores).  Elementos de control y valvulería. El proceso comienza con la introducción en el extractor del orujo de aceituna, o el turtó de semilla, hasta su carga. Una vez cerrado el mismo, se inicia la introducción de hexano y vapor de agua, comenzando el proceso de extracción durante el cual las miscelas pasan a los destiladores y el vapor de hexano y agua a los condensadores. Figura 9: Extractor de aceite Del destilador el aceite se trasiega hasta la instalación de desgomado y los vapores de hexano y agua se unen a los procedentes del extractor en los condensadores. El condensado de agua se separa del hexano en un decantador debido a la diferencia de densidad, volviendo el hexano al tanque de origen. 18 Figura 13: Torre de relleno  Lavadores tipo Venturi: Este equipo presenta un estrechamiento brusco de la sección por dónde circula la corriente de gases a tratar, donde se inyecta el líquido. Debido a que en la garganta el gas alcanza una gran velocidad provoca la atomización del líquido, generalmente agua. Aguas abajo del Venturi es necesario disponer de un hidrociclón que permita separar el agua cargado de partículas del gas limpio. La selección del tipo de separador húmedo dependerá de la pérdida de carga permitida, de las características de los contaminantes, así como de la eficacia de captación requerida. 5.3.2. Separadores mecánicos El principio de funcionamiento de los separadores mecánicos se basa en las distintas fuerzas que actúan sobre las partículas sólidas para separarlas de la corriente gaseosa, suelen ser fuerzas gravitatorias, centrífugas e inerciales. Generalmente los separadores mecánicos presentan bajas eficacias de captación para partículas de pocas micras, por lo que se emplean como separadores previos al equipo de alta eficacia. Dentro de este grupo de separadores se encuentran diferentes tipos como son:  Cámaras de gravedad: Cámaras de gran tamaño donde se produce una expansión de sección y como consecuencia una reducción de velocidad de la corriente gaseosa que provoca la sedimentación de las partículas por acción de la gravedad. Destacan principalmente por su baja pérdida de carga y por sus bajos costes de inversión y mantenimiento, pero son equipos de gran volumen cuya eficacia es muy baja para partículas inferiores a 40 micras [6].  Separadores inerciales: Estos equipos son similares a las cámaras de gravedad, pero con la presencia de una serie de placas deflectoras interiores, de tal manera que las partículas arrastradas por el gas chocan con las placas cayendo al fondo, lo que permite alcanzar una mayor eficacia de captación, pero en detrimento de una mayor pérdida de carga.  Separadores ciclónicos: Son equipos que por medio de la fuerza centrífuga generada hacen girar una corriente de gas con el fin de separar las partículas del gas que las transporta. La fuerza centrífuga provoca que las partículas impacten contra las paredes externas del ciclón y caigan al fondo, mientras que el gas limpio sale por la parte central. Son equipos sencillos que pueden trabajar en continuo y presenta generalmente bajos costes de operación e inversión, sin embargo, en el caso que las partículas arrastradas por el gas sean de pequeño tamaño la eficacia disminuye considerablemente [6]. 19 Figura 14: Separador ciclónico [6] 5.3.3. Filtros de mangas La unidad del filtro de mangas consiste en uno o más compartimientos aislados que contienen filas de mangas de tejido. El flujo de gas sucio viaja en dirección perpendicular a la superficie del medio filtrante, por lo que las partículas son retenidas en el mismo, y solo atraviesa la tela el aire limpio que es liberado a la atmósfera. El filtro se opera cíclicamente en el que se alternan períodos relativamente largos de filtración y cortos de limpieza. El filtro se va cargando de partículas (interior o exteriormente) durante la etapa de filtración y la pérdida de carga va aumentando hasta un determinado momento, en el que se procede a la etapa de limpieza del filtro con el objeto de comenzar un nuevo ciclo de filtración. Los valores típicos de caída de presión se encuentran en el rango de aproximadamente 1,25 a 5 kPa [7]. El fundamento del efecto filtrante reside principalmente en la capa de polvo (torta) que se va acumulando sobre el tejido que, a su vez, este también realiza un cierto efecto filtrante pero su principal misión consiste en servir de soporte para la torta de polvo que se va generando. La principal diferencia existente en los filtros es el mecanismo de limpieza empleado para las mangas, característica que condiciona que el proceso de filtración sea continuo o discontinuo. Conforme los poros del medio filtrante se van cargando de partículas la eficacia de captación va aumentando, sin embargo, llega un momento en el que la pérdida de carga es suficientemente grande como para proceder a la limpieza del mismo, esta puede hacerse de forma intermitente y principalmente existen tres tipos de limpieza [21]:  Agitación mecánica: Este método de limpieza exige un funcionamiento discontinuo con un ciclo de filtración y otro de limpieza, por lo que cuando la filtración es continua es necesario disponer de otro módulo adicional o el proceso de filtración tiene que ser detenido. El movimiento de agitación puede ser provocado de diferentes formas por medio de sistemas de vibración o sacudidas con el propósito de crear una onda sinusoidal a lo largo de la manga que provoca el desprendimiento de las partículas retenidas.  Aire en contracorriente: Este método de limpieza también requiere un funcionamiento discontinuo, durante la etapa de limpieza se dirige un flujo de aire en contracorriente por medio de un ventilador que fuerza el flujo, de fuera hacia dentro provocando la separación de la torta.  Aire a presión: Mediante un chorro de aire a alta presión durante un corto periodo de tiempo provocando el desprendimiento de la capa de partículas de las mangas, método efectivo controlado y regulado por un programador automático. Debido a que el tiempo de limpieza es muy corto, y se limpia sólo una fracción de las mangas cada vez, se mantiene un flujo continuo a través del filtro de mangas. Los filtros de mangas son unidades de depuración cuyas principales ventajas son las siguientes [8]: 20  Pérdidas de carga relativamente bajas.  Alta eficacia, incluso para partículas muy pequeñas.  Las partículas generadas se recogen secas en la tolva de recolección facilitando su eliminación o reprocesamiento final.  No es selectivo, ya que permite operar con gran variedad de tipos de polvo.  Baja sensibilidad a variaciones en la carga de partículas.  Diseño modular con capacidad para operar en gran rango de caudales de gas. Pero también presenta una serie de limitaciones como:  Temperatura. Para valores de temperatura superiores a 275 ֯C es necesario disponer de tejidos especiales de material refractario o metálico, aún en estado de desarrollo.  Colmatación. La condensación de humedad o deposición de algunas partículas como alquitrán pueden ocasionar la colmatación del filtro.  La vida útil del tejido puede ser demasiado corta cuando el polvo o el gas son fuertemente alcalinos o ácidos y si la temperatura de operación es más elevada que la temperatura de diseño de las mangas.  Necesidad de espacio para su implantación.  Concentraciones superiores a 50 g/cm3 de polvo fácilmente oxidable suponen un peligro de incendio o explosión. Figura 15: Filtro de mangas [9] 21 5.3.4. Precipitador electrostático (PES) El fenómeno de ionización es la base del funcionamiento de un PES, es decir, las partículas que pasan a través de las placas se ven afectadas por un campo eléctrico, lo que hace que estas se carguen eléctricamente. Los gases pasan por el interior de una cámara, lugar donde se crea el campo electrostático formado por electrodos de descarga (negativo) y electrodos colectores (positivo); ambos electrodos suelen ser de placas de cobre. Cuando pasa el gas por las placas, este se carga negativamente debido al principio de ionización, y es atraído a los electrodos colectores debido a su diferente carga eléctrica [10]. Los precipitadores electrostáticos presentan una serie de ventajas como son las siguientes [8]:  Alta eficacia fraccional para partículas de pequeño tamaño.  Muy altos rendimientos de depuración (superiores al 99%).  Capacidad de tratamiento para volúmenes de gases muy grandes, produciendo muy bajas pérdidas de carga (10-20 mm.c.a.).  Capacidad para recogida del sólido depurado tanto por vía seca como húmeda.  Posibilidad de ser diseñados para un amplio rango de temperaturas de operación.  Costes de operación menores (salvo casos de muy alta eficiencia). Además, presentan una serie de inconvenientes como:  Alto coste de inversión, especialmente para bajos caudales.  Muy poca flexibilidad, una vez instalados, ante ciertos cambios en las condiciones de operación (humedad, composición y temperatura del gas, naturaleza de los sólidos).  Equipos de grandes dimensiones, con altas necesidades de espacio para su implantación.  Limitaciones de funcionamiento cuando operan con sólidos de muy alta resistividad. Figura 16: Precipitador electrostático [11] 22 5.4. Propuesta de alternativas para el control de partículas Para la elección correcta de un equipo captador de partículas es necesario tener en cuenta varios factores determinantes dependientes tanto de las características del contaminante como la distribución del tamaño de partículas, de la corriente de gases de combustión como la concentración de partículas, el caudal, temperatura, humedad o de factores económicos como costes de inversión, operación, etc… Por lo tanto, con objeto de englobar los diferentes factores principales que limitan la selección de las distintas alternativas se ha realizado una tabla dónde se recogen las características y parámetros principales. Cada una de estas características aparece ligado a un factor ponderado, que se ha otorgado en función de la mayor o menor importancia considerada. En primer lugar, para realizar esta ponderación se ha atendido a tres criterios fundamentales, clasificados por orden decreciente de importancia, como son los siguientes: 1. Capacidad de satisfacer la eficacia requerida. 2. Factores económicos, y más concretamente costes de inversión, ya que se trata de una restricción muy importante siempre presente por la empresa. 3. Parámetros operativos y otros: consumo de agua, continuidad durante ciclo de limpieza, flexibilidad operativa… En segundo lugar, se debe explicar los criterios seguidos para entender los valores asignados a cada una de las 4 alternativas estudiadas. Por ello hay que evaluar principalmente dos vertientes:  Aquellos parámetros que se evalúen únicamente como 0 o 1. En estos casos aquellos equipos que aparezcan con un valor de 0 en su columna representa que la característica en cuestión no la cumple o es inherentemente negativa y por tanto, se contabiliza como 0 en el sumatorio de los diferentes parámetros estudiados. De tal forma que si el valor es 1 se contabiliza como el coeficiente ponderado en la suma total.  Aquellos parámetros evaluados teniendo en cuenta tres opciones (-1,0,1). En estos casos la única diferencia significativa es la aparición del factor -1, que provoca la resta del coeficiente ponderado en aquellos equipos que contengan dicho valor, ya que se considera como la opción más negativa dentro de la comparativa. Respecto al factor 0 y 1 el criterio es el mismo que en el apartado anterior. Finalmente, en el caso de que algún equipo no cumpla la característica principal, que es la capacidad de satisfacer la eficacia requerida, este de forma drástica se elimina como posible alternativa para el posterior dimensionado y análisis económico, apareciendo con el factor de color rojo. A continuación, se muestra la tabla una vez definidos todos los criterios principales para la realización de esta. 23 COEFICIENTE PONDERADO SEPARADOR MECÁNICO SEPARADOR HÚMEDO FILTRO DE MANGAS PRECIPITADOR ELECTROSTÁTICO EFICIENCIA REQUERIDA (NO:0; SI:1) 10 0 0 1 1 CONTINUIDAD DURANTE CICLO LIMPIEZA (NO:0; SI:1) 5 0 1 1 1 CONSUMO DE AGUA (SI:0; NO:1) 5 1 0 1 1 PROBLEMÁTICA RESIDUOS GENERADOS (MAYOR:0; MENOR:1) 5 1 0 1 1 INVERSIÓN REQUERIDA (ALTO: -1; MEDIO:0; BAJO:1) 7 1 -1 0 0 COSTES OPERACIÓN (ALTO: -1; MEDIO:0; BAJO:1) 3 1 -1 -1 0 FLEXIBILIDAD OPERATIVA (NO:0; SI:1) 3 0 1 1 0 TOTAL 20 -2 25 25 Tabla 5: Comparativa distintas alternativas equipos de captación 24 Como se ha desarrollado en la sección anterior, el equipo de mitigación de partículas debe superar una eficacia de captación superior al 98,5 %. De acuerdo a este requisito técnico que debe cumplir el equipo de captación, se puede rechazar la posibilidad de separadores mecánicos como alternativa para el control de partículas ya que como se explicó anteriormente estos equipos no alcanzan eficacias de captación tan elevadas ya que su principal función es la de servir como pretratamiento para eliminar las partículas más gruesas. Además, la instalación actual cuenta con un ciclón previo a la chimenea y aun así la carga contaminante emitida por humos es muy elevada, este hecho puede estar relacionado con el tamaño de las partículas sólidas emitidas por chimenea, ya que, aunque no se tengan análisis de estas partículas se puede intuir que el tamaño es muy pequeño, del orden de micras o inferior. A continuación, se puede observar una distribución aproximada de la aplicación de los distintos tipos de tecnologías disponibles para el control del material particulado representadas en función del tamaño de partícula. Figura 17: Comparativa rango de aplicación de equipos de depuración de humos [5] En cuanto a los separadores húmedos, se rechaza dicha posibilidad debido a que no cumple la eficacia de captación necesaria en primer lugar, además de como se puede observar en la tabla aparecen muchos factores perjudiciales para su instalación como son principalmente los altos requerimientos operativos además de los costes de inversión y operación necesarios, ya que sería necesario disponer de una planta de tratamiento de agua dentro de la propia instalación lo que imposibilita esta opción. Finalmente, como se puede observar en la Tabla 5, tanto el precipitador electrostático como el filtro de mangas son las alternativas que presentan la mayor ponderación (25) de las distintas alternativas, por lo tanto, en secciones posteriores se procede a realizar un estudio más detallado evaluando criterios de diseño y análisis económico para seleccionar aquel equipo que mejores prestaciones presente. Una vez seleccionadas las alternativas más adecuadas es necesario tener en cuenta otro factor importante como es la alta temperatura de los gases de combustión ya que afecta directamente al correcto y eficaz funcionamiento del sistema de captación elegido, además de que existe la posibilidad del aprovechamiento energético de esta corriente con objeto de abaratar los equipos ya que el caudal de gases a tratar es menor y permite aumentar la eficiencia energética de la instalación. Se han realizado varios gráficos que se muestran a continuación dónde se registran los valores de temperatura medidos por el sensor a la salida de caldera y por un termopar localizado justamente a la salida del ciclón. 25 Figura 18: Evolución mensual de la temperatura salida del ciclón Figura 19: Evolución mensual de la temperatura salida de caldera Como se puede observar en la Figura 18 la temperatura de los gases de combustión está entorno a los 311 ˚C de media, presentando picos de temperatura de 350 ºC en los meses de trabajo más cálidos, por lo que debido a la elevada temperatura en humos es necesario de un equipo que sea capaz de disminuir esa temperatura considerablemente con el propósito que el equipo de captación de partículas trabaje de forma óptima y no provoque problemas asociados al funcionamiento normal o degradación de materiales. Concretamente los filtros de mangas cuya principal limitación es la temperatura que soportan sus mangas filtrantes, debido a que a partir de cierta temperatura la manga empieza a degradarse y su vida útil disminuye considerablemente. Por lo tanto, es necesario enfriar considerablemente la temperatura de los gases de combustión. Para ello, se proponen dos posibes alternativas: 295 300 305 310 315 320 325 330 12345678910 11 12 Temperatura (ºC) Meses Evolución de la Temperatura 365 370 375 380 385 390 395 400 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 Temperatura (ºC) Meses Evolución de la Temperatura 26 5.4.1. Aerorefrigerador Los aerorefrigeradores son equipos utilizados industrialmente para enfriar un fluido o bien condensarlo, por lo tanto constituyen fundamentalmente intercambiadores de flujo cruzado formados por una serie de baterías que contienen tubos en su interior por dónde circula el fluido de proceso. Así, el fluido que circula por los tubos que se encuentra a mayor temperatura que el aire ambiente, cede calor al aire ambiente reduciendose su temperatura. Además, los aerorefrigeradores contienen una serie de ventiladores con objeto de forzar una corriente de aire hacia el haz de tubos para maximizar el intercambio de calor entre ambos fluidos. Estos equipos pueden presenter diferencias desde el punto de vista geométrico ya que normalmente se encuentran aerorefrigeradores horizontales o en forma de V. Actualmente la presencia de aerorefrigeradores adiabáticos está aumentando en detrimento de los sistemas convencionales debido a que se consigue una mejora en la transferencia de calor, lo que permite operar a una potencia dada con menor caudal de aire, lo que genera un menor impacto sonoro además de un menor consumo energético de los ventiladores. Para realizar el correcto enfriamiento adiabático se necesitan sistemas nebulizadores de alta presión, que permitan la evaporación del agua y por tanto, el enfriamiento del aire que será introducido en el equipo mejorando el intercambio de calor lo que conlleva a otras ventajas como la reducción en la superficie de intercambio, lo que permite seleccionar equipos más pequeños y más económicos. …… Figura 20: Diferentes geometrías aerorefrigeradores [13] 5.4.2 Precalentador de aire Los precalentadores de aire se pueden clasificar en dos grandes grupos en función del principio operativo de intercambio de calor: 5.4.2.1. Recuperativos El intercambio de calor se produce por medio de una superficie de intercambio, ya sea mediante un conjunto de tubos o de placas paralelas, sin que exista un contacto entre ambos fluidos de proceso. Fundamentalmente se pueden encontrar los siguientes precalentadores:  Precalentadores tubulares de acero: Son básicamente intercambiadores de calor de carcasa-tubo donde los gases de combustion circulan por el interior de los tubos mientras que el aire circula por el exterior, dentro de una carcasa de acero que contiene las aberturas de entrada y salida de ambos fluidos. En cuanto a la configuración de flujos, los humos circulan verticalmente por el interior de los tubos y en contracorriente circula el aire desplazándose horizontalmente como se puede ver en la siguiente figura. 27 Figura 21: Precalentador tubular de acero  Precalentador de chapas: Este precalentador consta de una serie de placas (chapas) en paralelo dónde se produce la transferencia de calor entre la corriente de gases de combustión y el aire frío con circulación en flujo cruzado. Generalmente, el sellado que se produce en los bordes de las placas se obtienen por soldadura. Figura 22: Precalentador de chapas 5.4.2.2. Regenerativos En esta tipología de intercambiadores se produce la transferencia de calor de forma indirecta, a través de un medio de almacenamiento de energía térmica que bien sea por rotación o con sistemas de inversion de flujos, se expone a los flujos fríos y calientes, sirviendo como medio de almacenamiento de calor. Principalmente los intercambiadores más representativos son los siguientes:  Precalentador Ljungstrom: Está constituido por una carcasa exterior de geometría cilíndrica y un rotor que gira formado por una serie de elementos que conforman la superficie calefactora y atraviesa la corriente de aire y gases de combustion que circulan en contracorriente. Los conductos de entrada y salida de ambas corrientes están unidos a ambos extremos de la carcasa. Figura 23: Precalentador regenerativo Ljungstrom  Precalentador Rothemuhle: Este intercambiador está conformado por una carcasa fija (estator) en cuyo interior se alojan los elementos de superficie acumuladoras de calor y unos conductos giratorios por 34  Se toman aquellos componentes presentes en el combustible como son el carbono, azufre, hidrógeno atómico además del oxígeno, despreciando el resto de los componentes minoritarios ya que se encuentran en una proporción despreciable frente a los seleccionados.  Además de los componentes de los gases de combustión que aparecen en los datos de partida como son el CO2, CO, H2O(v) de los componentes presentes en el combustible, se tiene en cuenta el SO2.  Con respecto a la corriente de aire es necesario añadir sus dos componentes principales como son el oxígeno y el nitrógeno. Se asume despreciable la proporción de humedad del aire. De esta forma se puede concluir que el número de componentes es igual a 9. En cuanto al número de reacciones producidas se toman en cuenta las 4 principales como son la oxidación de carbono a CO2 o a CO, más la oxidación de azufre a SO2 y por último la conversión de hidrógeno a agua. También se asume despreciable otras reacciones de oxidación minoritarias. A continuación, se describe el número de especificaciones existentes en el problema: La presión y temperatura se encuentran especificadas para cada corriente. Por lo tanto, existen 10 especificaciones en relación con P y T.  La alimentación de orujillo está totalmente definida en cuanto a composición y caudal así que constituyen 11 especificaciones.  La alimentación de aire suma 10 especificaciones, ya que su composición está definida pero no el caudal suministrado.  Tanto la corriente 4 (agua) como la 5 (vapor) suman 10 especificaciones cada una por la misma razón que el anterior.  La corriente de gases de chimenea debido a que tiene definido su caudal, así como alguno de sus componentes, representan en total 9 especificaciones. En la siguiente figura se observa de forma resumida el número de especificaciones previamente comentadas. C-101 R-101 P-101 A/B 1 2 4 3 5 E-101 Q: Definido X:Definido T,P: Definido Q: No definido X:Definido T,P: Definido Q: No definido X:Definido T,P: Definido Q: Definido X: Faltan XCO2, XN2, XSO2 T,P: Definido Q: No definido X:Definido T,P: Definido Información Adicional: Q: Caudal X: Composición T: Temperatura P: Presión Componentes(9): C:Carbono; S:azufre; H:Hidrógeno; 02:Oxígeno; N2:Nitrógeno; CO2; H2O; CO; SO2 Figura 27: Especificaciones distintas corrientes del sistema. En definitiva, el total del número de especificaciones corresponde con el valor que se muestra en la Tabla 8. Así que una vez definidas dichas aclaraciones se proceden a la determinación de los grados de libertad siguiendo el procedimiento descrito anteriormente. Los resultados aparecen recogidos en la siguiente tabla. 35 𝑁𝐶 9 𝑁𝑉 60 𝑁𝐶𝑂𝑅𝑅 5 𝑁𝐸𝐵 10 𝑁𝐸𝑄 1 𝑁𝑅𝐸𝑆 0 𝑁𝑅 4 𝑁𝐸𝑆𝑃 50 GL 0 Tabla 8: Resolución cálculo de grados de libertad Finalmente, el número de grados de libertad es igual a cero, por lo que para terminar este análisis se puede asegurar que tanto el balance de materia como de energía están completamente determinado, por lo que el problema está bien especificado y por tanto tiene una única solución. 36 6.2. Balance de materia y energía Los balances de materia y energía realizado para este proyecto son necesarios para definir completamente los caudales y composiciones de cada corriente, con especial interés en el caudal de aire introducido en caldera, ya que como puede verse en la Tabla 6 no constituye un dato de partida, por lo que hay que determinarlo ya que se trata de un parámetro clave para el diseño de equipos posteriores. El propósito de definir la corriente de aire está orientado al dimensionado del precalentador de aire que se explicará en apartados posteriores, ya que como se comentó es una de las distintas alternativas presentadas para reducir la temperatura de gases de combustión y por consiguiente mejorar la eficiencia energética de la planta. A continuación, se muestra el diagrama de proceso de la instalación centralizado en la línea de estudio. C-101 FC-101 R-101 P-101 A/B 1 2 4 3 6 7 5 E-101 C-102 16 Figura 28: Diagrama de proceso línea de estudio Como se puede observar en la figura anterior se ha añadido una corriente adicional al diagrama, más concretamente la corriente 16, ya que según los análisis aportados por ATISAE durante su última inspección se registra un valor de 16,2% de O2 en la corriente 7, además como se puede observar en la Figura 18 y Figura 19 existe una disminución brusca de temperatura entre entrada y salida del ciclón, asociado a pérdidas energéticas en cuanto a infiltraciones de aire que reducen la temperatura, además de que se trata de un equipo no calorifugado. A pesar de las infiltraciones de aire este valor registrado constituye un valor demasiado elevado, por lo tanto, se procede a comprobar dichos valores realizando los balances de masa y energía. A continuación, se explica la resolución tanto del balance de materia como de energía detallando el procedimiento y los cálculos necesarios para cerrar el caso completo. Para ello, se realizan los siguientes pasos: 1. Balance de energía en ciclón FC-101 con objeto de determinar F3 (kg/h). 2. Balance de materia en el ciclón para cuantificar F16 (kg/h). 3. Balance de materia en la caldera R-101 para determinar el exceso de aire y % O2 en la corriente 3. 4. Determinación del % O2 en la corriente 6 planteando un balance de materia respecto al O2. 5. Planteamiento de ecuaciones de balance de energía en la caldera R-101 para determinar F4. Para el desarrollo de las ecuaciones de balance se van a tener en cuenta que tanto en la caldera de vapor como en el ciclón se supone un valor de 10% de pérdidas energéticas debido a pérdidas conductivas de calor por ausencia de aislamiento, inquemados, fugas, etc. 37 También hay que tener en cuenta parámetros termodinámicos obtenidos a partir de tablas termodinámicas [15] y valores recomendados [16] para realizar los balances de energía. 𝐶𝑝2 (kJ/kg⋅K) 1,01 𝐶𝑝4 (kJ /kg⋅K) 4,14 𝐶𝑝5 (kJ /kg⋅K) 2,64 𝐶𝑝3 (kJ /kg⋅K) 1,03 𝜆𝑣𝑎𝑝(8,5 𝑏𝑎𝑟)(kJ /kg) 2761 Tabla 9: Propiedades termodinámicas En primer lugar, se plantean las ecuaciones del balance de energía y balance de materia respectivamente en el ciclón FC-101.Además, se supone un 10% de pérdidas energéticas en el ciclón: FC-101 3 6 16 Figura 29: Ciclón FC-101 𝐹3∙𝐶𝑝3∙(𝑇3−𝑇𝑟𝑒𝑓)+𝐹16 ∙𝐶𝑝16 ∙(𝑇16 −𝑇𝑟𝑒𝑓)= 𝐹6∙𝐶𝑝6∙(𝑇6−𝑇𝑟𝑒𝑓)∙0,9 (Ec. 5) 𝐹3+𝐹16 = 𝐹6 (Ec. 6) Dónde:  Fi: Caudal másico (kg/h) corriente i  𝐶𝑝𝑖: Capacidad calorífica corriente i (kJ /kg⋅K)  𝑇𝑖: Temperatura corriente i (ºC)  𝑇𝑟𝑒𝑓: Temperatura de referencia (ºC). Se considera 𝑇𝑟𝑒𝑓=25 ºC A continuación, con objeto de determinar el exceso de aire introducido en caldera y el % O2 en la corriente 3 es necesario plantear las ecuaciones del balance de materia. Ante todo, se emplean los caudales molares disponibles para facilitar la resolución del problema. Seguidamente se muestran los flujos molares de los siguientes componentes que forman el combustible basándose en la información recogida de la Tabla 7. C H S O Flujo másico (kg/h) 400,16 7,74 1,12 314,4 Flujo molar (kmol/h) 33,35 7,74 0,035 19,65 Tabla 10: Flujo molar de los componentes del combustible 38 En la combustión del orujillo las reacciones fundamentales que ocurren son las siguientes: 1) 𝐶 +𝑂2→𝐶𝑂2 (R.1.) 2) 𝐶 +1 2𝑂2→𝐶𝑂 (R.2.) 3) 2𝐻 +1 2𝑂2→ 𝐻2𝑂 (R.3.) 4) 𝑆+𝑂2→𝑆𝑂2 (R.4.) Se asume que el combustible se quema totalmente. Además, debido a la ausencia de análisis de cenizas no es posible determinar la cantidad que se forman de estas. Por lo tanto, se supone que todo el carbono disponible se oxida a CO2 o a CO. El flujo molar de monóxido de carbono se determina a partir de los datos disponibles de la corriente 6, y por diferencia con el carbono disponible se obtienen los kmol/h de CO2. A continuación, se muestran la expresión del oxígeno teórico necesario para oxidar la totalidad del combustible. 𝐹𝑂2𝑡𝑒𝑜 = 𝐹𝑂2)𝑅1 +𝐹𝑂2)𝑅2 +𝐹𝑂2)𝑅3 +𝐹𝑂2)𝑅4 −𝐹𝑂2)𝑐𝑜𝑚𝑏 (Ec. 7) 𝐹𝑁2𝑡𝑒𝑜 = 𝐹𝑂2𝑡∙79 21 (Ec.8) Definiendo el oxígeno y nitrógeno alimentado al reactor (corriente 2), 𝐹𝑂22= 𝐹𝑂2𝑡𝑒𝑜 ∙(1+𝑒) (Ec. 9) 𝐹𝑁22= 𝐹𝑁2𝑡𝑒𝑜 ∙(1+𝑒) (Ec. 10) Dónde:  𝐹𝑖𝑡𝑒𝑜: Caudal molar de oxígeno o hidrógeno teórico (kmol/h).  𝐹𝑖2: Caudal molar de oxígeno o hidrógeno alimentado (kmol/h).  𝑒: Exceso de aire expresado en tanto por uno. Finalmente, con el caudal de la corriente 3 obtenido en el primer paso, se procede a determinar el exceso de aire alimentado (e) y como consecuencia se fijan los caudales molares de cada uno de los componentes presentes en los gases de combustión cerrando el balance de materia de la línea de estudio. Las expresiones se muestran a continuación. 𝐹𝑂23= 𝐹𝑂22−𝐹𝑂2𝑡𝑒𝑜 (Ec. 11) 𝐹𝑁23= 𝐹𝑁22 (Ec. 12) 𝐹𝐶𝑂23=33,33 (Ec. 13) 𝐹𝐶𝑂3= 0,47 (Ec. 14) 𝐹𝑆𝑂23= 0,35 (Ec. 15) 𝐹𝐻2𝑂3=24 (Ec. 16) 𝐹3= 𝐹𝑂23+ 𝐹𝑁23+ 𝐹𝐶𝑂23+ 𝐹𝐶𝑂3+ 𝐹𝑆𝑂23+ 𝐹𝐻2𝑂3 (Ec. 17) El exceso de aire alimentado expresado en tanto por ciento es del 95%. El siguiente paso consiste en determinar el porcentaje de oxígeno presente en la corriente 6 tras realizar un balance de materia respecto al oxígeno en el ciclón FC-101. 𝐹𝑂26= 𝐹𝑂23+𝐹𝑂216 (Ec. 18) Para finalizar y definir completamente el problema inicial se plantea la ecuación de balance de energía en la caldera con objeto de cuantificar el calor generado y pot tanto, definir el caudal de vapor producido por esta en condicionales normales de operación. 𝐹1∙𝑃𝐶𝐼 +𝐹2∙𝐶𝑝2∙(𝑇2−𝑇𝑟𝑒𝑓)= 𝑄 +𝐹3∙𝐶𝑝3∙(𝑇3−𝑇𝑟𝑒𝑓) (Ec. 19) Sustituyendo los valores en la ecuación anterior se obtiene un calor generado de Q =10,1 MJ/h. Una vez 39 cuantificado el calor generado en la caldera se determina el caudal másico de vapor planteando la siguiente ecuación. Además, se asume un 10% de pérdidas energéticas en la caldera de vapor. 𝑄 = 𝐹5∙[𝐶𝑝4∙(173−𝑇4)+𝜆𝑣𝑎𝑝(8,5 𝑏𝑎𝑟)]∙1 0,9 (Ec.20) Dónde:  F5: Caudal másico (kg/h) corriente 5.  T4, T5: Temperatura (˚C) de las distintas corrientes  𝜆𝑣𝑎𝑝: Entalpía de vaporización del agua (kJ/kg). Ver Tabla 9  𝑃𝐶𝐼: Poder calorífico inferior del orujillo en base húmeda (Tabla 7)  𝐶𝑝3,𝐶𝑝4 ,𝐶𝑝5: Capacidad calorífica de gases de combustión, agua, y vapor respectivamente (Tabla 9). Además, se determina la eficiencia térmica de la caldera haciendo uso de la siguiente expresión. ƞ𝑡=𝐹5∙[𝐶𝑝4∙(173−𝑇4)+𝜆𝑣𝑎𝑝(8,5 𝑏𝑎𝑟)] 𝐹1∙𝑃𝐶𝐼 (Ec.21) Se obtiene un valor de ƞ𝑡=66% Finalmente, se presenta a continuación una tabla con todos los resultados de los cálculos anteriormente planteados. 1 2 3 4 5 6 16 Temperatura (˚C) 25 25 383 60 173 311 25 Presión (atm) 1 1 1 1 8,5 1 1 Fracción de vapor 0 1 1 0 1 1 1 Flujo másico (kg/h) 800 8247,6 9989,3 2815,4 2815,4 13893,4 3904 Flujo molar (kmol/h) - 284,4 342,1 156,4 156,4 475,8 134,6 Componentes (%) Orujillo 100 - - - - - - Oxigeno - 21 7 - - 11 21 Nitrógeno - 79 76,2 - - 77 79 Agua - - 7 100 100 5 - Dióxido de carbono - - 9,6 - - 7 - Monóxido de carbono - - 0,14 - - 0,1 - Dióxido de azufre - - 0,1 - 0,01 Tabla 11: Resolución balance de materia y energía Una vez cerrado el balance, se confirma que las mediciones de oxígeno realizadas no son congruentes en relación con el caudal de gases de combustión, ya que como se observa en la tabla anterior la composición de oxígeno representa un valor más fiable. 40 En cambio, el valor de humedad medido por ATISAE coincide con el calculado mediante los balances de materia y energía. Como se puede observar el ciclón supone importantes pérdidas energéticas, que provoca una reducción de temperatura lo que disminuye la eficiencia energética de la instalación, además de aumentar el caudal volumétrico de los gases de combustión asociados a las infiltraciones de aire. Con el desarrollo de este análisis de balance de materia y energía de la situación inicial, se procede a dimensionar los distintos quipos seleccionados anteriormente y entre ellos, el precalentador de aire con objeto de aumentar la eficiencia energética de la instalación, además del ahorro de combustible anual que supone. 41 6.3. Prediseño de equipos En este apartado se aborda el diseño de todos aquellos equipos que pueden considerarse como alternativa para el problema de control de partículas más la reducción de temperatura necesaria, con el propósito final de seleccionar aquellos equipos que se consideren más adecuado desde el punto de vista tecno-económico. 6.3.1. Precalentador de aire Como se ha detallado en apartados anteriores el precalentador seleccionado es conocido como precalentador de chapas, considerado como un intercambiador de placas con disposición de fluidos en contracorriente. A continuación, se explica el procedimiento necesario para diseñar el equipo. GASES DE COMBUSTIÓN AIRE TeTs te ts Figura 30: Precalentador de aire Los datos de partida disponibles para el dimensionado del intercambiador son los siguientes: ṁ𝐺𝐶 (kg/h) ṁ𝑎𝑖𝑟 (kg/h) Te (ºC) te (ºC) 13893,4 8247,6 311 25 Tabla 12: Datos de partida diseño precalentador Estableciendo la ecuación del balance de energía en el interambiador entre el fluido caliente (gases de combustion) y el fluido frío (aire): ṁ𝐺𝐶 ∙𝐶𝑃𝐺𝑎𝑠𝑒𝑠 ∙(𝑇𝑒−𝑇𝑠)= ṁ𝑎𝑖𝑟 ∙𝐶𝑃𝑎𝑖𝑟𝑒 ∙(𝑡𝑠−𝑡𝑒) (Ec. 22) Dónde:  ṁ𝑖: Flujo másico corriente de gases de combustion y aire (kg/h).  𝐶𝑃𝑖: Capacidad calorífica específica de los fluidos (kcal/kg∙K). Ver Tabla 9.  𝑇𝑖: Temperatura de entrada o salida corriente gases de combustión (ºC).  𝑡𝑖: Temperatura de entrada o salida corriente de aire (ºC). Se asume una temperatura de salida de humos de Ts=165ºC, para evitar la formación de condensados por tuberías. De esta forma, se puede obtener la temperatura de salida de la corriente de aire despejando de la ecuación anterior, obteniendose un valor de 𝑡𝑠= 270ºC. Una vez definido el balance de energía se procede al dimensionado del equipo por el método ɛ-NTU. Para ello, se van a determinar dos parámetros ɛ y C*, y posteriormente con ayuda de la Figura 31 se obtiene el valor de NTU. ɛ = 𝑄𝑟𝑒𝑎𝑙 𝑄𝑚á𝑥=ṁ𝐺𝐶 ∙𝐶𝑃𝐺𝐶 ∙(𝑇𝑒−𝑇𝑠) 𝐶𝑚𝑖𝑛 ∙(𝑇𝑒−𝑡𝑒) (Ec.23) 𝐶∗= 𝐶𝑚𝑖𝑛 𝐶𝑚á𝑥 (Ec.24) 42 Figura 31: Gráfico NTU para intercambiadores de placas Sustituyendo los valores en las ecuaciones anteriores se obtiene un valor de ɛ=0,87 y C*=0,6. Por lo tanto, según la Figura 31 el valor de NTU=3,2. A continuación se expresa la ecuación que relaciona el area de transferecia del intercambiador con NTU. 𝑁𝑇𝑈 = 𝑈 ∙ 𝐴 𝐶𝑚𝑖𝑛 (Ec.24) El valor del coeficiente global de transferencia de calor (U) para intercamiador de placas con combinación gasgas suele ser del orden de 10-35 W/m2∙K. Se toma un valor intermedio de U= 25 W/ m2∙K. Por lo tanto, despejando el valor del área de transferencia y aplicando un coeficiente de seguridad del 10% se obtiene un valor de: 𝐴 = 326 𝑚2 (Ec. 25) Una vez definida el área de transferencia necesario es posible calcular el número de placas que conformarían el conjunto del intercambiador. Para ello, es necesario definir previamente las dimensiones de las placas utilizadas. Primero, se ha realizado una búsqueda bibliográfica de diferentes fabricantes de intercambiadores de placas, y después dentro de la amplia tipología de placas existentes se ha elegido aquella tal que permita soportar las condiciones operativas (caudal, temperatura, etc). Finalmente, se ha optado por placas provenientes del suministrador Funke, debido a su disponibilidad de datos, así como de la amplia gama de tamaños que presenta permitiendo ajustarse a cualquier aplicación posible. Se trata del modelo FP 112-6/10/16/25, cuya superficie de placa es 1,12 m2 (Ver Anexo 1). Por lo tanto, una vez conocida el área por placa haciendo uso de la siguiente expresión se determina el número de placas necesarios. 𝐴 = (𝑁𝑃−2)∙𝐴𝑃 (Ec. 26) Dónde:  A: Área de transferencia (m2).  AP: Área por placa (m2).  NP: Número de placas. 43 Sustituyendo y resolviendo, se obtiene un valor de: 𝑁𝑃=292 𝑝𝑙𝑎𝑐𝑎𝑠 (Ec. 27) De las cuales, 290 se consideran placas térmicas y 2 situadas a cada extremo del intercambiador son placas extremas de material no conductor. Posteriormente, es necesario definir el número total de canales y fijar la configuración del precalentador, mediante la siguiente expresión: 𝑁𝑐= 𝑁𝑃𝑡 +1 (Ec. 28) Dónde:  𝑁𝑐: Número de canales totales.  𝑁𝑃𝑡: Número de placas térmicas. Además, se considera: un paso para cada fluido con disposición en contracorrie 𝑁𝑐 291 Nº pasos gases de combustión 1 Nº pasos aire 1 Disposición Contracorriente Tabla 13: Disposición del precalentador Finalmente, se muestra una figura dónde se puede observar de manera práctica la circulación de los fluidos por el intercambiador diseñado. 1 2 3 .292290 291 . . . te ts Ts Te Figura 32: Disposición de fluidos En esta sección también se realiza la estimación de la pérdida de carga que sufre la corriente de gases de combustión tras pasar por el precalentador de aire. Luego, usando la ecuación propuesta por Cooper se puede calcular de manera aproximada la caída de presión [19]. 𝛥𝑃 =2∙𝑓 ∙𝐺2∙𝐿 𝑔∙𝐷ℎ∙𝜌 (Ec.29) Dónde:  f: Factor de fricción. Se calcula mediante la ecuación 30. 50 Figura 34: Relación Area-Número de celdas [21]. En segundo lugar, para establecer el número de mangas necesarias en el filtro de mangas es necesario conocer previamente el área de una manga, para ello se toman medidas habituales de mangas comerciales. 𝐴𝑚= 𝜋∙𝐷∙𝐿 (Ec. 42) En la cual:  Am: Área de filtración de una manga (m2).  D: Díámetro de la manga (m). Se toma un valor de D= 150 mm.  L: Longitud de la manga (m). Se toma un valor de L=2,5 m [24]. Es recomendable cumplir una relación entre longitud y diámetro de manga, ya que si la longitud de la manga es muy elevada con respecto al diámetro la dificultad de limpieza aumenta, además de que se pueden originar problemas de fricción que disminuirían la vida útil de las mangas. En este sentido las dimensiones seleccionadas cumplen la recomendación propuesta [25]. 𝐿 𝐷≤25 (Ec.43) Por lo tanto, una vez conocido el área neta de filtración y el área de la manga se puede cuantificar el número de mangas necesarias, y por consiguiente determinar la cantidad de mangas por compartimento. 𝑁𝑚𝑎𝑛𝑔𝑎𝑠 =𝐴 𝐴𝑚 (Ec.44) A (m2) Celdas Am (m2) Nmangas 52,4 2 1,41 36 Tabla 21: Dimensionado filtro de mangas El filtro de mangas “Pulse Jet” dimensionado presenta 2 celdas independientes más una adicional con objeto de prevenir posibles paradas por mantenimiento, ya sea por rotura o sustitución de mangas filtrantes, por fallo o rotura de componentes internos, etc. Por tanto, el área total del filtro de mangas está constituido por las dos celdas de funcionamiento continuo más una adicional de reservaque constituye un área de 26,2 m2, necesitándose un área final de aproximadamente 78,6 m2. Por ello, se necesitarán 36 mangas, es decir, 18 mangas para cada celda independiente (sin contar las mangas del compartimento de reserva). Para conseguir una distribución adecuada de las mangas se implantará una matriz 5 x 4, de forma que el número de mangas final por celdas será de 20. El espaciado entre mangas se ha determinado con un margen de seguridad de 2,5 sobre el diámetro de la manga, ya que cada manga está dispuesta 51 junto con la canastilla que la rodea y eso implica una mayor necesidad de espacio, además si la distancia entre mangas es muy reducida la velocidad ascendente del gas aumenta y perturba los ciclos de limpieza, ya que las partículas descendentes volverían a ascender con el gas perjudicando de forma considerable el rendimiento del equipo. En la siguiente figura se observa la matriz resultante (medidas expresadas en metros). Figura 35: Disposición mangas filtrantes A continuación, hay que evaluar diferentes características de los diferentes tejidos existentes en el mercado para filtro de mangas, tanto criterios operativos como económicos. Por tanto, en la Figura 36 se pueden observar todas estas características recogidas en una sola tabla. Figura 36: Características mangas filtrantes [8] Para la elección del tejido adecuado es necesario discutir y evaluar previamente todas las características de mayor a menor importancia: 1. Temperatura: Se trata de la restricción operativa más condicionante. Como se detalló anteriormente los gases de combustión previamente refrigerados bien mediante aerorefrigerador o precalentador de aire, salen a una temperatura continua de 140 ºC. Así que dentro de la amplia gama de tejidos solo la fibra de vidrio, teflón y Nomex cumplen con esta especificación (El resto se descarta). 2. Costo relativo: El coste del tejido seleccionado es un factor muy importante desde el punto de vista de costes operacionales, ya que las mangas tienen un periodo de vida limitado y frecuentemente es necesario sustituirlas. Por ello, se descarta el teflón como posible tejido quedando solo fibra de vidrio y nomex como posibilidad real. 52 3. Resistencia a ácidos y alcálisis: Debido a la naturaleza del combustible, este prácticamente se encuentra exento de azufre en su composición, por tanto, el aspecto de condensaciones ácidas no se considera un factor limitante para la tipología de las mangas. En este sentido, ambas presentan características similares. 4. Resistencia a flexión: Como el sistema de limpieza elegido es el de pulsos de aire, las mangas sufrirán menos desgaste ya que no se someterán a esfuerzos importantes como en el caso de otros sistemas de limpieza. En consecuencia, la resistencia a flexión de las mangas tampoco será un factor decisivo de cara a la selección del material. En conclusión, el tejido seleccionado se trata de la fibra de vidrio ya que presenta unas condiciones operativas muy aptas además de ser la opción más económica dentro de las posibilidades reales. Por consiguiente, para cerrar el estudio del filtro de mangas es necesario estimar la pérdida de carga que supone la instalación de este equipo en la línea de salida de los gases de combustión. La caída de presión durante la filtración está formada por dos resistencias principales al flujo como son: ∆𝑃 = ∆𝑃𝑐+∆𝑃𝑡 (Ec. 45) Dónde:  ∆𝑃: Pérdida de carga total.  ∆𝑃𝑐: Pérdida de carga a través de la capa de polvo.  ∆𝑃𝑡: Pérdida de carga a través de la tela. La determinación de estas resistencias se puede realizar asumiendo el modelo de Darcy en medios porosos, pero debido a la ausencia de ensayos experimentales con este tipo de partículas, se recurre a ecuaciones aportadas por fábricantes de filtros de mangas Pulse-Jet con objeto de estimar de forma aproximada y real la caída de presión. La ecuación se muestra a continuación: ∆𝑃 = 6,08∙𝑉𝑓∙𝑃𝑝−0,65 +𝐾 ∙𝑉𝑓2∙𝐶𝑒∙𝑡𝑓 (Ec. 46) Dónde:  ∆𝑃: Pérdida de carga total del filtro (Pulg H2O).  𝑉𝑓: Velocidad de filtración (ft/min).  𝑃𝑝: Presión pulso de limpieza (psi).  𝐾: Coeficiente de resistencia específico de la partícula (Pulg H2O).  𝐶𝑒: Carga de polvo a la entrada (lb/ft3).  𝑡𝑓: Tiempo de filtración (min). Generalmente el pulso de limpieza se encuentra entre 60-100 psi, por lo que se toma un valor medio de 80 psi para el cálculo de la caída de presión. Además, el tiempo de filtración para esta tipología de filtros continuos se encuentran entre 30-60 min, por lo que se toma 45 min como tiempo de filtración. En cuanto al coeficiente de resistencia específico de la partícula se encuentran muchos valores entre un rango de 1,2- 20 Pulg H2O/ft/min-lb/ft2. Se considera un valor de K= 9 Pulg H2O/ft/min-lb/ft2, ya que se trata de partículas de polvo pequeñas. Por lo tanto, sustituyendo los valores anteriores en la Ecuación 45 se obtiene un valor de: ∆𝑃 (Pulg H2O) 10,1 ∆𝑃 (mm.c.a.) 279 Tabla 22: Pérdida de carga Se trata de un valor elevado, lo usual es que la caída de presión no supere los 200 mmca, por tanto, se reduce el 53 tiempo de filtración pasando de 45 a 30 min con objeto de disminuir la caída de presión, obteniéndose un valor final de ∆𝑃 = 203 𝑚𝑚𝑐𝑎 considerándose como valor aceptable. No obstante, la caída de presión es un parámetro que se ajusta mediante un sistema de control automático durante la operación continua del filtro de mangas. Por tanto, solo se trata solo de un valor representativo. 54 6.3.4. Precipitador electrostático Dentro de las distintas tipologías de precipitadores electrostáticos se realiza el dimensionado concretamente de un electrofiltro de placas de una etapa dónde la precipitación de partículas tienen lugar en un mismo campo eléctrico, ya que se trata del precipitador más común y predominante en la actualidad. El procedimiento de diseño del precipitador electrostático se realiza siguiendo una secuencia de pasos que se explican a continuación [22]: 1. Establecer la eficacia de captación. Como se explicó en apartados anteriores la eficacia minima requerida sería superior al 95% debido a las imposiciones legislativas, por lo que se considera un valor de ƞ𝐺= 98%. 2. Determinar la superficie específica del precipitador hacienda uso del modelo de Deutsch-Anderson. En este modelo aparece un parámetro conocido como velocidad de migración (we), que representa la velocidad terminal de una partícula hacia el electrodo de descarga. Este factor se determina hacienda uso de la Figura 52 dónde se recogen diferentes valores de velocidad de migración para distintas aplicaciones industriales. Se considera una we= 10 cm/s, ya que dentro de las diferentes posibilidades la más parecida son las cenizas volantes de carbon. ƞ𝐺= 1−exp(−𝑤𝑒⋅𝑆 𝑄) (Ec. 47) Dónde:  ƞ𝐺: Eficacia de captación.  𝑤𝑒: Velocidad de migración (cm/s).  𝑆: Superficie de captación (m2).  𝑄: Caudal de gases de combustión (m3). Se toma Q = 10080 m3/h. Sustituyendo los valores en la ecuación anterior y aplicando un margen de seguridad el 10%, se obtiene una superficie específica captura de: S (m2) 109,6 Tabla 23: Superficie captura 3. Posteriormente, se recurre a una serie de ecuaciones que permiten definir geométricamente el equipo de captación. 𝑆 = 2∙𝑁𝑐∙𝐿∙𝐻 (Ec. 48) 𝑁𝑐=𝑄 𝑢 ∙𝐷 ∙𝐻 (Ec.49) 𝐿 = 𝑅 ∙𝐻 (Ec. 50) Dónde:  Nc: Número de calles.  L: Longitud total activa.  H: Altura de las placas.  D: Distancia entre placas.  u: Velocidad de paso de los gases por el electrofiltro.  R: Relación de aspecto. Para la resolución de este sistema de ecuaciones es necesario fijar tres parámetros como son la distancia entre placas, la velocidad de paso y la relación de aspecto. Para ello, se recurre a la Figura 37 dónde se 55 recogen los valores usuales de los principales factores. Figura 37: Rango de los parámetros de diseño Así que una vez fijados los valores anteriormente comentados se puede resolver el sistema de ecuaciones dándose los siguientes valores: D (mm) u (m/s) R H (m) L (m) NC 300 1 1 6 6 2 Tabla 24: Dimensiones precipitador A continuación, se puede observar la disposición y dimensiones de los electrodos previamente calculados. Figura 38: Dimensiones precipitador electrostático Además, el precipitador electrostático incorpora sistemas eléctricos los cuales hay que determinar como son: 1. Transformador-Rectificador. Sistema eléctrico encargado de suministrar la energía necesaria al electrodo de descarga con objeto de producir una corona. Para ello, se transforma la alimentación de corriente alterna a continua incrementándose el voltaje debido a la acción del transformador. La tensión 56 de salida del secundario es de 40 kV con una corriente de salida máxima de 30 mA. 2. Sistema de limpieza de placas. El sistema de recolección del polvo acumulado en las placas consiste en un sistema de martillos que mediante impulsos mecánicos y vibraciones desalojan el polvo acumulado en el interior de forma que caiga libremente hacia la tolva de descarga. La actuación de este sistema es controlado automáticamente por medio de programadores de tiempo. Sería conveniente establecer un periodo de limpieza repetitivo cada 10-15 min de funcionamiento. Por último, se lleva a cabo la estimación de la caída de presión que provoca la instalación del precipitador electrostático en la línea de estudio [20], ya que se debe mantener en un valor aceptable, aunque no es un factor que marque considerablemente el diseño del equipo. La pérdida de carga en este equipo se debe principalmente a cuatro parámetros:  Deflectores en las placas de recolección. Componentes situados sobre las placas de recolección que protegen las partículas recolectadas con objeto de evitar el arratre por el flujo de gas.  Resistencia de la placa plana de recolección contra la circulación de humos. Se basa en la fricción de los gases de combustión a lo largo de las placas planas.  Transiciones a la entrada-salida del equipo. La pérdida de carga en la entrada se basa en el ensanchamiento gradual y en la salida por una reducción de la sección.  Placa difusora. La función de este componente es la de igualar el flujo de gas a lo largo del precipitador. Consiste en una placa formada por una serie de orificios circulares generalmente de 6 cm, por dónde circulan los humos. La pérdida de carga es función del área abierta que presente la placa. A continuación, se muestra una tabla dónde se recogen los valores habituales de pérdida de carga en el precipitador electrostático. Pérdida de carga (in H2O) Parámetro Baja Alta Deflectores 0,0006 0,123 Placa plana de recolección 0,0003 0,008 Transiciones entrada 0,07 0,14 Transiciones salida 0,007 0,015 Difusor 0,010 0,09 Total 0,09 0,38 Tabla 25: Pérdida de carga PES 57 6.4. Análisis económico En esta sección, tras realizar el dimensionado de los distintos equipos estudiados previamente, se lleva a cabo el estudio económico con el objetivo de determinar el coste de estos equipos y finalmente poder seleccionar aquellos equipos que presenten mejores características tanto desde el punto de vista económico como operativo. 6.4.1. Precalentador de aire El coste del precalentador de aire se obtiene a partir de una gráfica publicada de forma que se puede estimar el coste del equipo en ese año y finalmente llevar a cabo un factor de corrección de tiempo y material que permita obtener un resultado más exacto y actualizado. Los pasos a seguir son: 1. Obtención coste inicial (1998). 2. Aplicar corrección por material. 3. Aplicar corrección por tiempo. Por lo tanto, caracterizando las especificaciones necesarias para poder hacer uso de la Figura 39 se obtiene el siguiente coste de adquisición para el año 1989. Intercambiador de calor de placas Plate Heat Exchanger Área de transferencia (ft2) 3509 Coste inicial ($) 54000 Coste inicial (€) 48429 Tabla 26: Coste precalentador de aire (1989) Figura 39: Costes estimados intercambiadores de calor [26] A continuación, se aplica el factor de corrección de material recomendado. Se aplica un factor de 1,1 ya que se trata de acero 316L 58 𝐶1998(€)= 𝐶𝑜𝑠𝑡𝑒 𝑖𝑛𝑖𝑐𝑖𝑎𝑙(€)∙𝐹𝑀 (Ec. 51) Finalmente, se corrige el factor tiempo haciendo uso de los índices de coste de plantas de Ingeniería Química (CEPCI). C1998 C2018 =I1998 I2018 (Ec.54) Dónde:  𝐶1998 y 𝐼1998: Coste e índice de coste respectivamente del año 1998 [28].  𝐶2018 y 𝐼2018: Coste e índice de coste respectivamente del año 2018. Se toma el índice CEPCI de 2018 porque es el ultimo valor anualizado [29]. 𝐶1998 (€) 53272 𝐼1998 389,5 𝐼2018 603,1 𝑪𝟐𝟎𝟏𝟖 (€) 82486 Tabla 27: Estimación final precalentador 59 6.4.2. Aerorefrigerador El coste del aerorefrigerador se determina a partir de información bibliográfica ya que no se disponen de datos económicos aportados por fabricantes de esta tipología de equipos. Por lo tanto, el procedimiento realizado es similar al cálculo del coste del precalentador de aire. 1. Obtención coste inicial (1982). 2. Aplicar corrección por tiempo. Por lo tanto, caracterizando las especificaciones necesarias para poder hacer uso de Figura 40 se obtiene el siguiente coste de adquisición para el año 1982. Aerorefrigerador Air-cooled exchangers Área de transferencia (ft2) 4822 Coste inicial ($) 45000 Coste inicial (€) 40184 Tabla 28: Coste Aerorefrigerador (1982) Figura 40: Coste Aerorefrigerador [27] En último lugar se actualiza el coste calculado previamente mediante los índices CEPCI. A continuación, se muestra la expresión. C1982 C2018 =I1982 I2018 (Ec.54) Dónde:  𝐶1982 y 𝐼1982: Coste e índice de coste respectivamente del año 1982 [28]. 66 Pintura 0,02 ∙ B Tabla 35: Costes directos 3. Costes indirectos de la instalación. Se muestran en la siguiente tabla. Ingeniería 0,20 ∙ B Gastos de construcción y campo 0,20 ∙ B Salario del constructor 0,10 ∙ B Inicio de obra 0,01 ∙ B Prueba de rendimiento 0,01 ∙ B Contingencias 0,03 ∙ B Tabla 36: Costes indirectos En este estudio económico no se tienen en cuenta una serie de costes derivados de la preparación del emplazamiento para la instalación del equipo o la posibilidad de nuevas edificaciones. Para finalizar, se muestra el presupuesto completo dónde se proporciona el coste de inversión del filtro de mangas. PRESUPUESTO PRECIPITADOR ELECTROSTÁTICO COSTES DIRECTOS Costes de Adquisición del Equipo Valor ($) Precipitador Electrostático 52056 Equipos auxiliares 19260,7 Instrumentación 7131,7 Impuestos sobre venta 2139,5 Transporte 3565,8 Ʃ ($) 84153,6 Costes de Instalación Cimientos y Soportes 3366,1 Manejo e Instalación 42076,8 Sistema eléctrico 6732,3 67 Tuberías 841,5 Aislamiento para conductos 1683,1 Pintura 1683,1 Ʃ ($) 56382,9 COSTES INDIRECTOS Ingeniería 16830,7 Gastos de construcción 16830,7 Salario del constructor 8415,4 Inicio de obra 841,5 Prueba de rendimiento 841,5 Contingencias 2524,6 Ʃ ($) 46284,5 INVERSIÓN TOTAL ($) 186821,1 Tabla 37: Coste inversión Precipitador electrostático Por último, es necesario corregir el factor tiempo a través de los índices CEPCI. 𝐶1987 𝐶2018 =𝐼1987 𝐼2018 (Ec.59) Dónde:  𝐶1987 y 𝐼1987: Coste e índice de coste respectivamente del año 1987 [28].  𝐶2018 y 𝐼2018: Coste e índice de coste respectivamente del año 2018. Se toma el índice CEPCI de 2018 porque es el ultimo valor anualizado [29]. 𝐶1987 ($) 186821,1 𝐼1987 323,8 𝐼2018 603,1 𝐶2018 ($) 347967,3 𝑪𝟐𝟎𝟏𝟖 (€) 310839 Tabla 38: Coste final Precipitador electrostático 68 7 SELECCIÓN FINAL DE ALTERNATIVAS En esta sección se realiza la discusión y el análisis de resultados obtenidos en apartados anteriores con objeto de seleccionar las opciones más adecuadas desde un punto de vista tanto técnico como económico. En primer lugar, se realiza la comparativa entre los dos equipos de reducción de temperatura de gases de combustión (precalentador de aire-aerorefrigerador). Luego, se discute la opción más válida entre los equipos captadores de partículas (filto de mangas-precipitador electrostático). 7.1. Reducción temperatura En este apartado se evalúan tanto precalentador de aire como aerorefrigerador como posibles alternativas de cara al enfriamiento de la corriente de gases de combustión. Los criterios de selección que se han tenido en cuenta para la elección del equipo más adecuado son los siguientes: 1. Costes de inversión. A continuación, se muestra una tabla comparativa donde se puede observar la diferencia de los costes de inversión de cada equipo determinado en apartados anteriores y el sobrecoste del equipo más caro respecto al más económico. Precalentador de aire Aerorefrigerador Coste de inversión (€) 82486 77181 Sobrecoste precalentador (%) 7 Tabla 39: Comparación costes de inversión 2. Espacio requerido. Otro aspecto importante que considerar es el área requerida por el equipo en la planta, este se evalua en función de la superficie de intercambio. Precalentador de aire Aerorefrigerador Superficie de intercambio (m2) 326 448 Tabla 40: Espacio requerido 3. Ahorro combustible. La utilización del precalentador de aire supondría un ahorro del 15% de combustible anualmente, y más concretamente 261539 kg de orujillo. 4. Consumo eléctrico. Los consumos eléctricos del aerorefrigerador son mucho mayores que los del precalentador de aire debido a la necesidad de inducir un gran volumen de aire a través de 4 ventiladores, lo que eleva considerablemente los costes energéticos de la instalación. Finalmente, evaluando todos y cada uno de los parámetros se considera el precalentador de aire como el equipo más adecuado, ya que presenta numerosas ventajas como menor necesidad de espacio, importante ahorro de combustible y aprovechamiento energético, y menor consumo eléctrico, además el coste de inversión de ambos equipos es similar. 69 7.2. Captación de partículas En este apartado se evalúan tanto filtro de mangas como precipitador electrostático como posibles alternativas para la filtración de gases de combustión. Los criterios de selección que se han tenido en cuenta para la elección final del equipo más adecuado son los siguientes: 1. Costes de inversión. A continuación, se muestra una tabla comparativa donde se puede observar la diferencia de los costes de inversión de cada equipo determinado en apartados anteriores y el sobrecoste del equipo más caro respecto al más económico. Filtro de mangas Precipitador electrostático Coste de inversión (€) 103315 310839 Sobrecoste precipitador (%) 200% Tabla 41: Comparación costes de inversión 2. Espacio requerido. Otro aspecto importante que considerar es el área requerida por el equipo en la planta, este se evalua en función de la superficie de captación necesaria. Filtro de mangas Precipitador electrostático Superficie de intercambio (m2) 52,4 109,6 Tabla 42: Espacio requerido 3. Flexibilidad operativa. El filtro de mangas tiene la ventaja de que es un equipo que puede trabajar con posibles variaciones operativas (caudal, concentración de partículas, etc). En cambio, el precipitador electrostático no es un equipo versátil en ese sentido y no opera bien bajo condiciones diferentes a las de diseño. En conclusión, se selecciona definitivamente el filtro de mangas como equipo de captación de partículas ya que presenta numerosas ventajas en detrimento del precipitador electrostático como se puede observar, ya que se trata principalmente de una inversión mucho menor, además de menor requerimiento de espacio y posibilidad de adaptación ante posibles cambios operativos. 70 8 HOJA DE ESPECIFICACIONES En esta sección, se presentan las hojas de especificaciones de los equipos seleccionados de forma definitiva en la sección anterior mostrando las características técnicas y operativas de cada uno de ellos recogidas en diferentes tablas. 8.1. Precalentador de aire PRECALENTADOR DE AIRE Proyecto: Análisis de alternativas para depuración de partículas en los gases de combustión de una caldera de orujillo Fecha: 19/06/19 Hoja: 1/2 Características Generales Función: Calentamiento corriente aire (17)- Enfriamiento gases de combustion (6) Tipología: Intercambiador de placas Línea: 6-7 Nomenclatura: HX-101 Material: Acero al carbono Características Operativas Fluido Gases de combustión Aire Flujo másico (kg/h) 13893,4 8247,6 Temperatura de entrada (ºC) 311 25 Temperatura de salida (ºC) 165 270 Presión de entrada (atm) 1 1 Densidad (kg/m3) 1,1 0,95 Pérdida de carga (mmca) 174 - Condiciones de Diseño Disposición de fluidos Contracorriente Número de pasos aire por intercambiador 1 Número de pasos gases por intercambiador 1 Calor intercambiado (kW) 580,4 71 PRECALENTADOR DE AIRE Proyecto: Análisis de alternativas para depuración de partículas en los gases de combustión de una caldera de orujillo Fecha: 19/06/19 Hoja: 2/2 Coeficiente Global de transferencia (W/m2⋅K) 25 Área de transferencia (m2) 326 Características de placas Modelo FP 112-6/10/16/25 Número de placas 292 Material de placas AISI 316 L Presión máxima diseño (bar) 25 Superficie de placa (m2) 1,12 Ancho placa (mm) 620 Largo placa (mm) 2687 Conexiones DN 150 Tabla 43: Hoja de especificaciones Precalentador de aire 72 8.2. Filtro de mangas FILTRO DE MANGAS Proyecto: Análisis de alternativas para depuración de partículas en los gases de combustión de una caldera de orujillo Fecha: 19/06/19 Hoja: 1/2 Características Generales Función: Depuración de gases de combustion (7) Tipología: Filtro de mangas ‘Pulse Jet’ Línea: 7-8 Nomenclatura: FM-101 Material: Acero inoxidable Características Operativas Tipo de fluido circulante Gases de combustión Densidad (kg/m3) 1,1 Flujo volumétrico (m3/h) 10080 Temperatura de entrada (ºC) 140 Presión de entrada (atm) 1 Pérdida de carga (mmca) 203 Operación Continua Condiciones de Diseño Velocidad de filtración (m/s) 0,059 Área de captación/total(m2) 52,4 (78,6) Número de compartimentos 2 (+1) Dimensiones de la base de la carcasa (m2) 1,6 x 2 Características de mangas filtrantes Longitud de mangas (m) 3 Diámetro de mangas (mm) 150 Área de mangas filtrantes (m2) 1,41 73 FILTRO DE MANGAS Proyecto: Análisis de alternativas para depuración de partículas en los gases de combustión de una caldera de orujillo Fecha: 19/06/19 Hoja: 2/2 Número de mangas (por compartimiento) 40 (20) Separación entre mangas (mm) 380 Tejido Fibra de vidrio Temperatura máxima puntual por la manga (ºC) 315 Temperatura máxima sostenida por la manga (ºC) 290 Sistema de limpieza Tipología Pulsos de aire comprimido Presión de pulso (psi) 80 Tiempo de filtración (min) 30 Tabla 44: Hoja de especificación Filtro de mangas 74 9 DISEÑO FINAL Una vez seleccionado el filtro de mangas como equipo de captación de partículas de los gases de combustión procedentes de la caldera de vapor, es necesario realizar el diseño y caracterización de los equipos auxiliares necesarios para el almacenamiento y transporte de las partículas captadas por el filtro de mangas con objeto de completar y cerrar el estudio propuesto. 9.1. Tolva filtro de mangas Para completar el diseño propio del filtro de mangas es necesario dimensionar la tolva de almacenamiento de partículas captadas por el filtro. Como el filtro de mangas está dividido en tres compartimentos, de los cuales dos operan siempre en continuo, es necesario dimensionar 3 tolvas, todas de las mismas dimensiones y características. A continuación, se explica el procedimiento de resolución. 1. Selección geometría de la tolva. Se elige una tolva con geometría troncopiramidal. 2. Dimensiones tolva. En la Figura 42 se pueden observar las medidas a especificar para completar el diseño de la tolva. Figura 42: Dimensiones tolva [30] En primer lugar, se fijan las magnitudes D y B, además de seleccionar el ángulo de diseño de la tolva. Para ello: 2.1. Elegir tipo de material y ángulo de fricción (Φ). Se considera cemento en polvo como el material más similar a las características de las partículas recolectadas por el filtro de mangas debido a la ausencia de información de este tipo de material. En relación al ángulo de fricción, considerando chapa de acero se obtiene un rango entre Φ = 26º-28º. 75 Figura 43: Características diferentes productos-diseño de tolvas 2.2. Fijar ángulo de diseño según geometría y ángulo de fricción con objeto de garantizar el flujo en masa. Se considera finalmente un ángulo de diseño de 27º. Figura 44: Ángulos de diseño tolva troncopiramidal Una vez fijadas dichas magnitudes, es posible determinar la altura de la tolva haciendo uso de las siguientes expresiones. ℎ𝑜=𝐷 (2 ∙ 𝑡𝑎𝑛 𝜃) (Ec.60) ℎ𝐵=𝐵 (2 ∙ 𝑡𝑎𝑛 𝜃) (Ec.61) ℎ = ℎ𝑜−ℎ𝐵 (Ec. 62) 3. Capacidad de la tolva 𝑉 = ℎ 𝟑∙(𝐴1+𝐴2+√𝐴1∙𝐴2) (Ec. 63) Dónde:  A1: Sección rectangular de la cara superior de la tolva troncopiramidal.  A2: Sección rectangular de la cara inferior de la tolva trocopiramidal 82 CARACTERÍSTICAS ELEVADOR DE CANGILONES Capacidad cangilón (L) 6 Distancia entre cangilones (mm) 570 Velocidad (m/s) 0,7 Tabla 52: Características de diseño elevador de cangilones Una vez definidas las características del equipo es necesario comprobar si el cangión seleccionado cumple con las especificaciones de capacidad de llenado: 𝑚󰇗 = 3,6∙𝐶 ∙𝜌 ∙𝑣∙𝜑𝑙𝑙𝑒𝑛𝑎𝑑𝑜 𝑑 (Ec.67) Dónde:  𝑚󰇗: Flujo másico de material (t/h). Igual que el flujo utilizado en el tornillo sin fin.  𝐶: Capacidad cangilón (L). Ver Tabla 52.  𝑑: Distancia entre cagilones (m). Ver Tabla 52.  𝑣: Velocidad de transporte (m/s). Ver Tabla 52.  𝜑𝑙𝑙𝑒𝑛𝑎𝑑𝑜: Coeficiente de llenado Sustituyendo los valores correspondientes en la ecuación anterior, se obtiene un valor de 𝜑𝑙𝑙𝑒𝑛𝑎𝑑𝑜 = 0,43. Debido a que el coeficiente de llenado definido anteriormente en las especificaciones (0,5) es mayor que el calculado previamente, se puede asegurar como válido el diseño del elevador de cangilones para los requerimientos operativos solicitados. Finalmente, se calcula la potencia del equipo mediante la siguiente ecuación. 𝑃 = 𝑚󰇗 ∙𝐻 125 (Ec.68) Dónde:  P: Potencia elevador de cangilones (CV).  𝑚󰇗: Flujo másico de material (t/h).  𝐻: Altura del elevador de cangilones. Viene determinada por la altura del silo, se toma un valor de altura de 4 metros. Así que, despejando en la ecuación anterior se obtiene un valor de P = 0,27 CV. 83 9.5. Silo de almacenamiento En este apartado, se pretende dimensionar el silo de almacenamiento del material particulado proveniente del elevador de cangilones. El procedimiento de diseño será similar al diseño de la tolva del filtro de mangas diseñada en aparados anteriores. Por tanto, el procedimiento de diseño consiste en los siguientes pasos. 1. Fijar dimensiones silo. Para ello, se utiliza una relación de H/D=2. Por tanto, se fija una altura de 3 metros, y en consecuencia, la longitud del silo sería de 1,5 metros. Y para cerrar las dimensiones del equipo, se toma un ancho(W) del silo de 2 metros. Figura 48: Dimensionado silo 2. Diseño tolva del silo. En primer lugar, la tolva es de geometría tronco piramidal por lo que la caracterización de las dimensiones de esta se realiza según el procedimiento de resolución mostrado en el apartado 8.1. A continuación, se muestra una tabla dónde se recogen las principales dimensiones de la tolva. DIMENSIONES TOLVA SILO DE ALMACENAMIENTO D (m) B(m) 𝜃 (º) ℎ𝑜 (m) ℎ𝐵 (m) ℎ (m) 𝑉 (m3) 1,5 0,5 27 1,47 0,5 0,97 1,85 Tabla 53: Diseño tolva silo 3. Finalmente, se determina la capacidad total del silo de almacenamiento a partir de la siguiente expresión. 𝑉 = 𝑉𝑡𝑜𝑙𝑣𝑎 +𝐴1∙𝐻 (Ec. 69) Sustituyendo, se obtiene una capacidad total de 10,85 m3. A modo de conclusión, se presenta en la siguiente página el diagrama de proceso completo de la línea de studio de la instalación con el conjunto de todos los equipos y corrientes. 84 C-101 FC-101 R-101 P-101 A/B DEPÓSITO AGUA PROCESOS EXTRACTORA 1 2 4 3 6 7 FM-101 8 9 5 11 12 13 14 15 TK-101 E-101 CN-101 16 17 HX-101 10 C-102 TS-101 Leyenda: R-101: Caldera de vapor CN-101: Calderín C-101, C-102: Ventilador tiro forzado y tiro inducido respectivamente E-101: Economizador (Precalentador de agua) P-101 A/B: Bomba impulsión de agua FC-101: Ciclón FM-101: Filtro de mangas TK-101: Tanque de almacenamiento de agua y retorno de condensado TS-101: Tornillo sin fin S-101: Silo EC-101: Elevador de cangilones 17 18 19 S-101 EC-101 Figura 49: Diagrama de procesos completo 85 10 CONCLUSIÓN A modo de conclusión, una vez analizado previamente la gran variedad de equipos y diferentes tecnologías existentes en la actualidad de acuerdo al control de partículas, finalmente se ha seleccionado y dimensionado el filtro de mangas como el equipo de control más adecuado desde un punto de vista tanto técnico como económico para la planta extractora de orujo, descartando otras tecnologías de captura como el precipitador electrostático. Por lo tanto, estas medidas de control que se han propuesto junto con la necesaria implementación y diseño de otros equipos como precalentador de aire, transportadores de partículas (tornillo sin-fin o elevador de cangilones) y otros, representan globalmente la propuesta de mejora de la instalación, con objeto de cumplir la legislación vigente en materia medioambiental y, por tanto, alargar la vida de explotación de la planta extractora de orujo en cuestión. 86 ANEXOS Anexo 1: Precalentador de aire Figura 50: Catálogo placas Anexo 2: Aerorefrigerador Figura 51: Modelos Aerorefrigeradores 87 Anexo 3: Filtro de mangas A-Factor del Material 15 12 10 9 6 Mezcla para pastel Asbesto Óxido de aspirina Fertilizante de fosfato de amonio Carbón activado Polvo de carton Polvo para pulido Carbón negro Tintas Carbón negro Cacao Material fibroso y celulósico Cemento Ceniza flotante Detergentes Alimentos Residuo del agitado en fundiciones Carbón Polvo metálico Humos y otros productos Harina Yeso Caolina Óxidos metálicos Leche en polvo Grano Cal Piera caliza Plásticos Jabón Polvo de piel Perlita Percloratos Resinas Aserrín Arena Sílice Silicatos Tabaco Sal Azúcar B- Factor de aplicación Ventilación de Emisiones Molestas (insidiosas) Alivio de los puntos de transferencia, transportadores, estaciones de embalaje, etc 1.0 Recolección de Producto Transporte-ventilación del aire, molinos, secadoras relámpago, clasificadores, etc. 0.9 Filtración del Gas de Proceso Secadoras por aspersión, hornos, reactores, etc 0.8 Tabla 54: Factores para la velocidad de filtración en sistemas Pulse-Jet 88 Anexo 4: Precipitador electrostático Figura 52: Velocidad de migración en diferentes industrias 89 REFERENCIAS [1] Consejería de Agricultura y Pesca, “Potencial energético de los subproductos de la industria olivarera en Andalucía”. 2010. 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