USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS...

USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5

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CAPITULO 5

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CAPITULO 5

5.1 Introduccion

El colector híbrido consta de dos sistemas de eliminación de materia particulada en serie:

Electrofiltro(ESP) mas filtro de mangas. En primer lugar se va a diseñar el ESP en tres

fases, pre-diseño, diseño y comprobación mediante simulaciones .El pre-diseño, mediante

el cual se obtendrá la superficie especifica de colección (SCA) se ha realizado de acuerdo

con la metodología propuesta en el “Manual de Costes de Control de Contaminación del

Aire” de la EPA. Dentro de las dos alternativas de calculo de SCA que propone el

documento, se ha optado por seguir el procedimiento completo, ya que este se

fundamenta en un mayor numero de parámetros, lo que dará mas precisión al diseño del

equipo. La justificación de la elección de este procedimiento se basa en su mayor

precisión , respecto al método de sustitución en la ecuación Deutsh-Andersen mediante la

estimación de velocidades de migración, y en la experiencia de la agencia emisora EPA.

La SCA es un parámetro utilizado para comparar ESPs y estimar su eficiencia de

colección. El SCA es el área total de la placa recolectora dividida por la velocidad de

caudal volumétrico del gas y tiene unidades de s/m o s/ft. Puesto que el SCA es la

relación A/Q, es con frecuencia expresada como m2/(m3/s) o ft2/kacfm. El SCA es también

uno de los factores más importante al determinar el coste de capital del equipo y varios de

los costes anuales(OM´s) del ESP porque en definitiva es el factor que determina el

tamaño de la unidad. El procedimiento de diseño está basado en el factor de pérdida de

Lawless y Sparks y considera como parámetros principales de proceso: puntos de

operación eléctricos en el ESP, carga de partículas, colección de partículas, sneakage y

re-entrada por golpeo. Las referencias generales para el uso de estos parámetros se

encuentran en: White o Lawless y Sparks

Por lo tanto la primera fase consta de la aplicación al gas de las bases de diseño del

procedimiento EPA, que se encuentra en la sección de Procedimiento de diseño de ESP

dentro del documento “Manual de Costes de Control de Contaminación del Aire” en el que

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en función de las características del gas y el rendimiento que se quiera alcanzar se

obtiene un SCA. Este SCA junto a los datos de caudal especificados en la base de diseño

da como resultado un área de colección que servirá como punto de partida para el diseño

del ESP. Todos los parámetros que se utilizan en este proceso son obtenidos del capitulo

bases de diseño. El procedimiento esta divido en 15 pasos en los cuales se van

calculando las variables de diseño a partir de las bases de diseño. Cabe destacar como

parámetro principal la base de diseño de eficiencia requerida por el equipo. Los ESP´s

normalmente se caracterizan por tener altas eficiencias de colección (99 %), sin embargo

el ESP que se va a diseñar en este proyecto esta integrado en un sistema híbrido en el

cual no es el único elemento de colección de materia particulada. Esta alta eficiencia en el

ESP haria que llegase al FF una baja carga de polvo haciendo que su uso no estuviese

justificado. De esta manera se ha propuesto una eficiencia en el ESP del 90% haciendo

que llegue al FF una carga de polvo considerable justificando así su instalación.

Una vez obtenido el SCA se pueden estimar las áreas de colección necesarias para

alcanzar el valor de la eficiencia de colección introducido. En esta parte de diseño de la

configuración geométrica del ESP se han utilizado las referencias dadas por la bibliografía

“Applied Electrostic Precipitation et. K.R. Parker”. Los parámetros derivados directamente

de este SCA son las dimensiones de las placas colectoras, aunque también se extrajo de

esta bibliografía información para el dimensionado de las tolvas de recolección. En cuanto

a la configuración eléctrica se ha optado por utilizar la misma que se utilizo en el proyecto

HYCOLL,al ser el equipo utilizado en ese proyecto de dimensiones parecidas al propuesto

y trabajar con gases de igual composición. Una vez establecida la configuración eléctrica

y geométrica se pasa a la parte de simulación llevada a cabo por un software desarrollado

en el DIQA para la simulación de ESP´s industriales, el PRELEC III.

En el simulador (PRELEC III) se introducen los datos geométricos del ESP, mas los datos

del gas y la configuración eléctrica, una vez introducidos las simulaciones permitiran

comprobar si el ESP es viable y opera con normalidad así como los rendimientos de

captura esperados.

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Ya diseñado el electrofiltro se pasa al diseño del FF para el cual se han aplicado los

procedimientos estandares de diseño para estos equipos. Se ha impuesto la velocidad de

filtración fijada en las bases de diseño y se ha hecho que se cumpla para el mínimo

caudal de diseño. Se ha fijado esa velocidad como valor minimo de operación para

asegurar que el carbón activo inyectado pueda alcanzar a la torta con facilidad.

Respecto a las lineas de inyección de carbón activo y NH4Cl liquido, su diseño se puede

dividir en: diseño del dispositivo de almacenamiento y diseño del transporte de material a

la linea. En la parte de diseño de almacenamiento liquido se ha optado por el uso del

tanque horizontal standar regulado por la norma API para líquidos a presión atmosférica.

Al no tratarse el NH4Cl de una disolución peligrosa no sera necesario el uso de medidas

de seguridad especiales. Respecto al almacenamiento de carbón activo se ha diseñado el

silo teniendo en cuenta que se trata de un material pulverulento y caro, por lo que el silo

tiene equipados sistemas para evitar perdidas así como promotores de un flujo continuo

para la correcta inyección del agente en la linea. La parte de inyección esta compuesta en

ambos casos por un equipo de impulsión y un elemento final de inyección. En el caso del

NH4Cl boquillas de aspersión y para el carbón activo se han utilizado lanzas de inyección

para su introducción en la linea.

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5.2 Electrofiltro

El filtro elegido para el colector híbrido es el electrofiltro seco ya que es el mas utilizado en

la industria energética debido al fácil manejo de la ceniza captada. Una vez elegida la

clase y teniendo bien definida la corriente de entrada se procede al calculo del SCA

mediante el procedimiento EPA el cual consta de 14 pasos basados en las siguientes

subsecciones

5.2.1.Punto de operación eléctrico

El punto de operación eléctrico de una sección de ESP es el valor del voltaje y la corriente

a la cual opera la sección. La mejor colección ocurre cuando está presente el mayor

campo eléctrico, lo cual corresponde aproximadamente con el voltaje más alto en los

electrodos. En este caso, el término “sección” representa un conjunto de placas y

electrodos en la dirección del flujo. Esta unidad es comúnmente llamada un “campo” y una

“sección” o “sección conductora” representa una subdivisión de un “campo” perpendicular

a la dirección del flujo. El voltaje más bajo aceptable es el voltaje requerido para la

formación de la corona, es decir, la descarga eléctrica que produce iones para cargar las

partículas. La corona negativa se produce cuando un electrón libre ocasional cerca del

electrodo a alto voltaje gana suficiente energía del campo eléctrico para ionizar al gas y

producir más electrones libres. El campo eléctrico por el cual este proceso se auto-

sostiene, ha sido determinado experimentalmente y tiene la siguiente expresion.

Ee = 3,126·106·d

r·[1+0,00301·(d

r/r

w)0,5]

donde

Ee= campo de formación de la corona en la superficie del alambre (V/m)

dr= densidad relativa del gas, referido a 1 atm de presión y 20ºC (adimensional)

rw= radio del alambre, metros (m)

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Este es el campo requerido para producir corona “resplandeciente”, la forma usualmente

vista en el laboratorio sobre electrodos de descarga lisos y limpios. El resplandor aparece

como una luz difusa, uniforme, moviéndose rápidamente alrededor del electrodo. Después

de un período de operación, el movimiento se concentra en pequeños puntos sobre la

superficie del electrodo de descarga, y la corona adquiere una apariencia como de

penacho. El valor de la intensidad de campo para producir corona en “penacho”, en ESPs

a escala completa,se ha estimado en 0.6 veces el valor de Ec.

El voltaje que debe aplicarse al electrodo de descarga para obtener este valor de campo,

Vc, se encuentra integrando el campo eléctrico desde el alambre hasta la placa. El campo

sigue una dependencia simple de “1/r” en geometría cilíndrica. Esto lleva a una

dependencia logarítmica del voltaje en las dimensiones del electrodo. En la geometría

placa-alambre, la dependencia del campo es algo más compleja, pero el voltaje aún

muestra la dependencia logarítmica. Vc está dado por:

Vc = E

c·r

w·ln·[d/r

w]

donde

Vc = voltaje de formación de la corona (V)

d = radio del cilindro exterior para PES tubular (m)

rw = 4/B x (separación placa-alambre) para PES de placa-alambre (m)

No fluirá corriente hasta que el voltaje alcance este valor, pero la cantidad de corriente se

incrementará en gran mediada para voltajes que estén por encima de este valor. La

densidad máxima de corriente (amperios/metro2) en la placa o cilindro directamente

enfrentados al electrodo de descarga, viene dado por:

j = η·ξ·[V2/L3]

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donde

j = densidad máxima de corriente (A/m2)

μ = movilidad del ión (m2/V·s)

ε = permitividad de espacio libre (8.845 x 10-12 F/m)

V = voltaje aplicado (V)

L = distancia más corta del alambre a la superficie de recolección (m)

Para la corona en penacho, la densidad de la corriente es cero hasta que se alcanza el

voltaje de formación de la corona, a partir de dicho valor salta casi hasta este valor de j en

el intervalo de unos pocos cientos de voltios. La región cercana al electrodo de descarga

está fuertemente influida por la presencia de iones y la magnitud del voltaje de formación

de la corona muestra variaciones espaciales fuertes. Fuera de la región de la corona, es

muy uniforme.

El campo eléctrico es más intenso a lo largo de la línea alambre a placa y se aproxima

bien, excepto cerca del electrodo de descarga, por la expresión:

Emax

= V/L

donde

Emax

= intensidad máxima del campo (V/m)

Cuando el campo eléctrico en todo el espacio entre el electrodo de descarga y la placa se

vuelve suficientemente intenso, aparecerá una chispa, y el voltaje no podrá ser

incrementado sin que ocurra un sparking severo.

El campo al cual ocurre este fenómeno no se puede definir de manera precisa, pero se

puede calcular un valor razonable mediante:

Es = 6,3·105·[(273·P)/T]1,65

donde

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Es = intensidad del campo eléctrico a la que se produce sparking (V/m)

T = temperatura absoluta (K)

P = presión del gas (atm)

Este campo podría alcanzarse a un voltaje de, por ejemplo, 35.000 V para un espacio

placa-electrodo de 11.4 cm (4.5 in.) a una temperatura de 149ºC (300ºF). El ESP operaría

generalmente cerca de este voltaje en ausencia de corona inversa. Emax

será igual o

menor que Es.

En lugar de sparking, puede producirse corona inversa si el campo eléctrico en la capa de

polvo, resultante del flujo de corriente en la capa, alcanza un valor crítico de cerca de 106

V/m. Dependiendo de las condiciones, la corona inversa, puede aumentar el sparking o

puede generar tanta corriente que el voltaje no pueda aumentarse más. El campo en la

capa está dado por:

El = j·ρ

donde

El = campo eléctrico en la capa de polvo (V/m)

ρ = resistividad del material recolectado (ohm·m)

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5.2.2.Carga de particulas

La carga de partículas tiene lugar cuando los iones bombardean la superficie de las

partículas. Una vez que un ión está cerca de la partícula, se liga fuertemente debido a la

carga imagen en la partícula. La “carga imagen” es una representación de la distorsión de

la carga que ocurre cuando una carga real se aproxima a una superficie conductora. La

distorsión es equivalente a una carga de magnitud opuesta a la carga real, localizada

bajo la superficie a una distancia equivalente a la que queda encima de la particula. La

noción de una carga ficticia es similar a la noción de una imagen en el espejo, de ahí el

nombre. A medida que se acumulan iones sobre la partícula, la carga total tiende a frenar

el bombardeo iónico, limitando la capacidad de carga de la partícula.

Hay dos mecanismos de carga principales: carga por difusión y carga por bombardeo

iónico . La carga por difusión resulta de la energía cinética térmica de los iones que

vencen la repulsión de los iones que ya están sobre en la partícula. La carga por

bombardeo iónico ocurre cuando los iones siguen las líneas del campo eléctrico hasta que

terminan sobre una partícula. En general, ambos mecanismos operan para todos los

tamaños de partículas, sin embargo la carga por bombardeo es mas efectiva para

partículas mayores de 2μm en diámetro mientras que la carga por difusión agrega un

porcentaje mayor para partículas menores de 0,5μm.

La carga por difusión, derivada según White , produce un nivel de carga de partícula

que se incrementa logarítmicamente, dado por:

q(t) = [r·k·t/e]·ln(1+r)

donde

q(t) = carga de la partícula (C) como función del tiempo, t, en segundos

r = radio de la partícula (m)

k = constante de Boltzmann (j/K)

T = temperatura absoluta (K)

e = carga del electrón (1,67 ·10-19C)

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τ = tiempo adimensional dado por:

τ = π·r·v·N·e2·θ/k·T

donde

v = velocidad térmica media de los iones (m/s)

N = concentración del número de iones cerca de la partícula (No./m3)

θ = tiempo real (tiempo de exposición en la zona de carga) (s)

La carga por difusión nunca alcanza un límite, pero se vuelve muy lenta después de

aproximadamente tres unidades de tiempo adimensional. Para tiempos de exposición

fijos, la carga en las partículas es proporcional a su radio.

La carga por campo también exhibe una dependencia del tiempo, dada por:

q(t) = qs·θ/( θ+τ´)

donde

qs = carga de saturación, carga a tiempo infinito (C)

θ = tiempo real (s)

τ′ = otra unidad de tiempo adimensional

La carga de saturación está dada por:

q s= 12·π·ε·r2·E

donde

ε = permitividad de espacio libre (F/m)

E = campo eléctrico externo aplicado a la partícula (V/m)

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La carga de saturación es proporcional al cuadrado del radio, lo cual explica por qué la

carga por bombardeo es el mecanismo dominante para partículas grandes. La constante

de tiempo de la carga por bombardeo está dada por:

r´ = 4·Є/N·e·μ

Estrictamente hablando ambos mecanismos de carga, por difusión y por ombardeo,

operan al mismo tiempo en todas las partículas y ningún mecanismo es suficiente para

explicar las cargas medidas en las partículas. Se ha encontrado empíricamente una muy

buena aproximación a la carga medida dada por la suma de las cargas predichas por las

ecuaciones de la carga por difusión y la carga por campo:

qtot

= qd(t) + q

f(t)

donde

qtot

(t) = carga de la partícula debida a ambos mecanismos

qd (t) = carga de la partícula debida a carga por difusión

qf (t) = carga de la partícula debida a carga por campo

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5.2.3.Colección de la partícula

El campo eléctrico en la zona de recolección produce una fuerza sobre una partícula,

proporcional a la magnitud de su campo y a la carga:

Fe = q·E

donde

Fe = fuerza debida al campo eléctrico (N)

q = carga en la partícula (C)

E = campo eléctrico (V/m)

Debido a que el mecanismo de carga por bombardeo proporciona una carga máxima

proporcional al campo eléctrico, la fuerza sobre las partículas grandes es proporcional al

cuadrado del campo, lo cual muestra la ventaja de mantener un campo tan alto como sea

posible.

El movimiento de las partículas bajo la influencia del campo eléctrico es dificultado por las

fuerzas viscosas del gas. Al igualar la fuerza eléctrica y la componente de la fuerza de

tensión debido al campo eléctrico (de acuerdo con la ley de Stokes), podemos obtener la

velocidad de la partícula:

v(q,E,r) = q(E,r)·E·C(r)/6·π·μ·r

donde

v(q,E,r) = velocidad de la partícula (m/s)

q(E,r) = carga de la partícula (C)

C(r) = corrección de Cunningham a la ley de Stokes (adimensional)

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η = velocidad del gas (kg/ms)

La velocidad de la partícula, es la velocidad a la cual la partícula se mueve a lo largo de

las líneas del campo eléctrico, esto es, hacia las placas.

Para un campo eléctrico dado, esta velocidad es normalmente mínima para partículas de

diámetro alrededor de 0,5 μm. Las partículas más pequeñas se mueven más rápido

porque la carga no decrece mucho, pero el factor de Cunningham se incrementa

rápidamente a medida que el radio decrece. Las partículas más grandes tienen una carga

que se incrementa con el r2 y una fuerza de viscosidad que va incrementándose como r1;

la velocidad entonces, se incrementa proporcional al r.

La ecuación de la velocidad de las partículas da la velocidad de partícula con respecto a

aire en reposo. En un ESP, el flujo es usualmente turbulento, con velocidades

instantáneas del gas de la misma magnitud que las velocidades de las partículas, pero en

direcciones aleatorias. El movimiento de las partículas hacia las placas de colección es

por tanto un proceso estadístico, con un componente promedio generado por el campo

eléctrico y un componente fluctuante por la turbulencia del gas.

Este movimiento estadístico conduce a una ecuación exponencial de colección, dada

por:

N(r) = No(r)·exp(-v·r/v

o)

donde

N(r) = concentración de partículas de tamaño r a la salida de la zona de recolección

(No./m3)

N0(r) = concentración de partículas de tamaño r a la entrada de la zona (No./m3)

v(r) = velocidad de partícula dependiente del tamaño (m/s)

vo = velocidad característica del PES (m/s):

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Con:

vo=Q/A=1/SCA

donde

Q = flujo volumétrico del gas (m3/s)

A = área de las placas de la zona de colección del ESP (m2)

SCA = área específica de recolección (A/Q) (s/m)

Cuando esta ecuación de colección es promediada para todos los tamaños de partícula y

ponderada de acuerdo a la concentración de cada tamaño, la ecuación de Deutsch

predice la penetración (fracción de partículas que escapan) dada por:

p = exp(-we·SCA)

donde

p = penetración (fracción)

we = velocidad efectiva de migración para el conjunto de partículas (m/s)

La eficiencia de colección esta dada por :

Eff(%) = 100·(1-p)

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5.2.4.By-pass y re-entrada por golpeo

El by-pass y la re-entrada es mejor considerarlos en las bases de las secciones dentro de

un ESP. El by-pass ocurre cuando una parte del flujo del gas evita la zona de recolección

de una sección. Generalmente, la porción del gas que evita la zona, está totalmente

mezclado con el gas que pasa a través de la zona antes de que todo el gas entre a la

siguiente sección. Esta situación no puede considerarse siempre, y cuando existen rutas

de by-pass alrededor de varias secciones, el funcionamiento de todo el ESP se ve

seriamente afectado. Para describir matemáticamente los efectos del by-pass y de la re-

entrada por golpeo, primero se considera el by-pass por si mismo y luego considerar los

efectos del golpeo como un promedio de muchos ciclos de golpeo.

Con la suposición de que el gas está bien mezclado entre secciones, la penetración de

cada sección puede ser expresada como:

ps = S

N+[(1-S

N)·p

c(Q´)]

donde

ps = penetración fraccional de la sección

SN = fracción del gas que evita la sección (escabullimiento)

pc(Q′) = fracción de las partículas penetrando la zona de recolección, la cual es

funcionalmente dependiente de Qt, la rapidez de flujo volumétrico del

gas en la zona de recolección, reducida por el escabullimiento (m3/s).

La penetración de todo el PES es el producto de las penetraciones de las secciones. El

sneakage establece un límite más bajo en la penetración de partículas a través de la

sección.

Para calcular los efectos del golpeo, primero se calcula la cantidad de material capturado

en las placas de la sección. La fracción del material que es atrapado está dada por:

m/mo = 1-ps = 1-SN-[(1-SN)·p

c(Q´)]

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donde

m/mo = fracción masa recolectada de la corriente de gas

Este material se acumula hasta que las placas son golpeadas, después de lo cual la

mayor parte del material cae dentro de la tolva para su disposición, pero una fracción re-

entra y sale de la sección. Se han conducido mediciones experimentales en ESPs para

cenizas volantes para evaluar la fracción de re-entrada, la cual esta cerca del 12 por

ciento.

La penetración promedio para una sección, incluyendo sneakage y re-entrada, es:

ps = S

N+[(1-S

N)·p

c(Q´)]+RR·(1-S

N)·[1-p

c(Q´)]

donde

RR = fracción de re-entrada

Esto puede escribirse en una forma más compacta como:

ps = LF +[(1-LF)·pc(Q´)]

Sustituyendo LF (factor de pérdida) por SN + RR (1 - S

N ). Estas fórmulas pueden permitir

cantidades variables de sneakage y re-entrada por golpeo para cada sección, pero no

existe evidencia experimental para sugerir que sea necesario.

Los precipitadores para cenizas volantes analizados de esta manera tienen un SN

promedio de 0,07 y un RR de 0,12. Estos valores son los mas representativos que se

disponen ahora, pero algunos ESPs húmedos, que presumiblemente no tienen pérdidas

por golpeo, han mostrado valores de SN de 0,05 o menos. Estos valores ofrecen un

medio para estimar el funcionamiento de ESPs cuyas características actuales no son

conocidas, pero acerca de los cuales puedan hacerse afirmaciones generales. Por

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ejemplo, se esperaría que los ESPs húmedos tuvieran RR = 0, como lo tendrían los ESPs

que coleccionan partículas húmedas o pegajosas. Se esperaría también que los

materiales particulados con un diámetro másico medio, MMD, mucho menor que las

cenizas volantes, tuvieran un factor RR menor porque son retenidas mas fuertemente a

las placas y entre ellas. Los factores de sneakage son más difíciles de ser calculados; a

menos que se hayan hecho esfuerzos especiales en el diseño para controlar el sneakage,

debe usarse el valor de 0,07.

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5.2.5. Pre-diseño ESP

Los pasos que se han seguido para la realizacion del pre-diseño del ESP han sido:

Paso 1 - Determinar la eficiencia de diseño en función de la carga de polvo a la entrada y

salida. Como se ha comentado en la introducción aunque los ESP´s se suelen diseñar

para eficiencias de recolección por encima del 99%, para una operación correcta del filtro

híbrido se bajará la eficiencia de recolección al 90%. De esta manera se tiene:

Eff=90%

Paso 2 - Calculo de la penetración de diseño p, mediante la fórmula :

p = 1 - ( Eff / 100 )

p=0,1

Paso 3 - Definir la temperatura de operación a la que va a trabajar el ESP, en Kelvin. Se

va a utilizar la temperatura impuesta en la base de diseño de 130ºC.

Top=403 K

Paso 4 – Determinar si existe o no corona inversa. Esta variable esta directamente ligada

a la resistividad de la corriente a tratar. En el caso que ocupa se tienen de las bases de

diseño resistividades de 1,2·1012 Ω·cm y 1·1014 Ω·cm para Los Barrios y Puertollano

respectivamente. Según el manual EPA que se esta siguiendo ambas resistividades

provocan el fenómeno de corona inversa al estar ambas por encima de los 2·1011 Ω·cm.

Este fenómeno afectara de manera negativa al funcionamiento del equipo así como

agrandando el tamaño del ESP.

Paso 5 – Determinar el MMD de las partículas a la entrada MMD1(μm). El MMD es el

diámetro en el cual se encuentra el 50% de la distribución acumulada. Para los barrios

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este MMD es de 12 μm mientras que para Puertollano no se puede saber con exactitud

debido a que no se conoce su distribución de la fracción menor de 15 μm, donde se

encuentra el 65,2% (p/p) de la ceniza. Para el cálculo se ha optado por elegir 12 μm el

cual es un MMD representativo de la muestra de Los Barrios, y parece no estar muy

alejado del MMD que daría un análisis mas exhaustivo de la muestra de Puertollano.

MMD1=12 μm

Paso 6 – Suponer los valores para los parámetros de re-entrada por golpeteo RR y para

el factor de escape SN de las siguiente tablas.

Tipo ESP SN

Placa-alambre 0,07 Pared Húmeda 0,05 Placa Plana 0,10

Tabla 5.1

ESP/Ash Type RR Ceniza flotante de carbon, odesconocida

0,14

Pared humeda 0,0 Placa plana con velocidad de gas > 1.5m/s (ni vidrio ni cemento)

0,5

Vidrio o cemento 0,1

Tabla 5.2

Se ha elegido al ESP de placa-alambre por ser el mas común, a parte de ser el adecuado

para la operación que se va a realizar. De esta manera el factor de escape SN tiene un

valor de 0,07. Para la re-entrada por golpeo el factor depende de la clase de ceniza y/o

del ESP elegido, para el caso de este proyecto se opta por un valor de RR de 0,14 que

coincide con el tipo de ceniza con el que el equipo trabajara normalmente.

Paso 7 – Suponer los valores para MMDp (diámetro de las partículas mas penetrantes) y

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MMDr (diámetro de las partículas mas susceptibles a la re-entrada). La guía fija un valor

directamente para el MMDp de 2 μm independientemente del valor de MMD1. Para el

caso de el MMDr este puede tomar dos valores en función del MMD1, como el valor de

MMD1 es de 12 µm el valor de MMDr que habrá que utilizar para el calculo es de 5 µm .

MMDr= 5 µm para cenizas con MMD1 > 5 µm

MMDr= 3 µm para cenizas con MMD1 < 5 µm

Tabla 5.3

Paso 8 – En función de los parámetros definidos en los anteriores pasos ahora hay que

calcular las variables permitividad del espacio libre (Єo), viscosidad del gas (η), campo

eléctrico de sparking (Ebd) , factor de pérdida adimensional (LF) y campo promedio Eavg

para aire puro.

Єo=8,845·10-12 F/m (Constante para el aire puro )

η=1,72E-5·(Top/273)0,71 η=2,28E-5 kg/m·s

Ebd=630000·(273/Top)1,65 Ebd=331326 V/m

LF=SN + RR·(1-SN) LF=0,2

El campo promedio (Eavg) se obtiene en función del Ebd , el tipo de ESP elegido (Placa-

alambre) y la existencia o no de corona inversa (en nuestro caso si). El método propone la

siguiente ecuación para su calculo.

Eavg=0,7·(Ebd/1,75) Eavg=132530,4 V/m

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Paso 9 – Calculo del numero de secciones del ESP mediante la formula

n·LN LF < LN p n<3,09

n=3 con este numero de secciones salen unas áreas de recolección parecidas a las que

serian con 4 secciones ; se ha escogido la opción de tener 4 secciones eléctricas para

poder regular mejor la cantidad de polvo que llega al FF y así poder estudiar mejor los

efectos sobre la inyección de carbón activo. Estas variaciones de las áreas eléctricas se

pueden ver en el apéndice.

Paso 10 – Calcular la penetración promedio de la sección (ps) mediante la formula:

ps = p1/n ps=0,56

Paso 11 – Calcular la penetración de la sección de recolección (pc) mediante la formula:

pc=(ps-LF)/(1-LF) pc=0,45

El valor de pc puede salir negativo, para evitarlo habría que aumentar el numero de

secciones eléctricas para así aumentar el valor de ps, en nuestro caso no ha sido

necesario.

Paso 12 – Calcular los valores de cambio de partícula MMDrp y D(adimensional), los

cuales son utilizados para calcular el cambio de tamaño de partícula de sección en

sección. Las formulas utilizadas para el calculo de los valores de MMDrp y D son:

D=SN+pc·(1-SN)+RR·(1-SN)·(1-pc) D=0,56

MMDrp=[RR·(1-SN)·(1-pc)·MMDr]/D MMDrp=0,63μm

Paso 13 – Calcular los MMDn para cada sección eléctrica mediante la expresión:

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MMDn= MMDrp+[MMDn-1·SN + ((1-pc)·MMDp + pc·MMDn-1)·pc]/D

Los valores de los MMDn quedan de la siguiente manera:

MMD1= 12μm

MMD2=7,38μm

MMD3=5,12μm

MMD4=4,02μm

Paso 14 – Calculo de SCA para cada sección en función de los MMDn, η, Єo,SN , pc y

Eavg , mediante la ecuación :

SCAn= -(η/Єo)·(1-SN)·[(LN pc)/(Eavg2·MMDn·10-6)]

SCA1= 9 s/m

SCA2= 14,6 s/m

SCA3= 21 s/m

SCA4= 26 s/m

SCA=Σ SCAn =71,6 s/m

Paso 15 – Por ultimo se obtiene el área necesaria de placas colectoras para la eficiencia

propuesta al principio, utilizando los valores de caudal definidos en las bases de diseño

quedando de la siguiente manera:

SCA·Qmin= 200 m2 Qmin=10.000m3/h

SCA·Qmax= 300 m2 Qmax=15.000m3/h

El área que se utilizara en cálculos posteriores sera de 300 m2 .De esta manera se

cumplirán con las exigencias de recolección cuando el caudal sea máximo, por otra parte

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para caudales inferiores al máximo se puede disminuir el área de recolección

desactivando alguno de los 4 campos que existen en el ESP para alcanzar los

rendimientos fijados. El calculo del área de recolección es una primera aproximación a el

ESP y se utilizará para configurar geometricamente el dispositivo en el siguiente paso.

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5.2.6.Diseño del ESP

Una vez obtenida una aproximación del área de captación requerida para alcanzar los

niveles de captura necesarios, se pueden definir las características geométricas del ESP.

Estas características son las siguientes: Area de paso, numero de calles, radio del

electrodo, altura del electrodo, longitud de la placa colectora, numero de electrodos de

descarga y configuración de la tolva.

5.2.6.1 Área de paso, numero de calles, altura del electrodo y longitud de la placa

colectora.

Para el calculo del área de paso, numero de calles, altura del electrodo y longitud de la

placa colectora, se ha hecho uso de una constante de relación entre longitud de placa

colectora y altura del electrodo propuesta por la bibliografía “Applied Electrostatic

Precipitation” K. R. Parker. Este ratio (factor de forma) es el cociente de la longitud de la

placa y la altura del electrodo, valores en torno a 1,2 parecen aceptables y ayudara a

elegir entre la variedad de configuraciones posibles. La elección de la geometría se

basará también en las velocidades de paso para máximo y mínimo caudal de operación,

la regla que se seguirá para la elección sera que las velocidades estén en torno a 1 m/s y

que en ningún caso superen los 1,8 m/s. A continuación se muestra la zona donde se

encuentra la solución adoptada.

51


Tabla 5.3

El ancho de calle es una base de diseño, aunque esta podrá ser modificada, que afectara

al numero de calles al ser el ancho del equipo un valor definido. De esta manera la

configuración de las placas colectoras queda de la siguiente manera.

Tabla 5.4

52

Altura electrodo 2,4Ancho de calle 0,3Nº de calles 5Apaso 3,6Vmin 0,8Vmax 1,2Longitud campo 3,1Factor de forma 1,3

Altura del electrodo Ancho de calle Nº de calles Apaso v1 v2 Lcampo Factor de forma1,0 0,3 5,0 1,5 1,9 2,8 7,5 7,51,1 0,3 5,0 1,7 1,7 2,5 6,8 6,21,2 0,3 5,0 1,8 1,5 2,3 6,3 5,21,3 0,3 5,0 2,0 1,4 2,1 5,8 4,41,4 0,3 5,0 2,1 1,3 2,0 5,4 3,81,5 0,3 5,0 2,3 1,2 1,9 5,0 3,31,6 0,3 5,0 2,4 1,2 1,7 4,7 2,91,7 0,3 5,0 2,6 1,1 1,6 4,4 2,61,8 0,3 5,0 2,7 1,0 1,5 4,2 2,31,9 0,3 5,0 2,9 1,0 1,5 3,9 2,12,0 0,3 5,0 3,0 0,9 1,4 3,8 1,92,1 0,3 5,0 3,2 0,9 1,3 3,6 1,72,2 0,3 5,0 3,3 0,8 1,3 3,4 1,52,3 0,3 5,0 3,5 0,8 1,2 3,3 1,42,4 0,3 5,0 3,6 0,8 1,2 3,1 1,32,5 0,3 5,0 3,8 0,7 1,1 3,0 1,22,6 0,3 5,0 3,9 0,7 1,1 2,9 1,12,7 0,3 5,0 4,1 0,7 1,0 2,8 1,02,8 0,3 5,0 4,2 0,7 1,0 2,7 1,02,9 0,3 5,0 4,4 0,6 1,0 2,6 0,93,0 0,3 5,0 4,5 0,6 0,9 2,5 0,83,1 0,3 5,0 4,7 0,6 0,9 2,4 0,83,2 0,3 5,0 4,8 0,6 0,9 2,3 0,73,3 0,3 5,0 5,0 0,6 0,8 2,3 0,73,4 0,3 5,0 5,1 0,5 0,8 2,2 0,63,5 0,3 5,0 5,3 0,5 0,8 2,1 0,63,6 0,3 5,0 5,4 0,5 0,8 2,1 0,63,7 0,3 5,0 5,6 0,5 0,8 2,0 0,53,8 0,3 5,0 5,7 0,5 0,7 2,0 0,5


5.2.6.2.Dimensionado cámara de precipitación.

Las dimensiones de la placa están definidas, a partir de ellas y de las bases del proyecto

HYCOLL se han obtenido las dimensiones generales de la cámara de precipitación. Hay

que incrementar 2 m la longitud de cada placa colectora, un incremento de 1 m en el

ancho y 0,4 m de incremento de alto, así se consigue que los elementos encargados de la

precipitación están separados una cierta distancia de la carcasa. De esta manera la

configuración de la cámara de precipitación queda de la siguiente manera.

Longitud (m) 20,4

Ancho (m) 2,5

Altura (m) 2,8

Numero de secciones 4

Tabla 5.5

5.2.6.3.Radio del electrodo de descarga

Para definir el radio de los electrodos de descarga se ha vuelto a consultar a la bibliografia

“Applied Electrostatic Precipitation” K. R. Parker. El radio del electrodo de descarga esta

relacionado con la fuerza del campo de inicio la corona de manera que al incrementar el

radio del electrodo la fuerza del campo disminuye, a partir de radios de 1mm la relación

disminuye en menor grado. Por lo tanto los radios próximos a 1mm serán los mas

adecuados para el ESP, en el caso de este proyecto se ha elegido un radio de 1,35 mm

ya que aparte de cumplir la restricción de la fuerza necesaria del campo eléctrico para la

iniciación de la corona es el valor predeterminado del programa de simulación.

El número de electrodos de descarga esta directamente relacionado con la distancia entre

electrodos que a su vez esta relacionado con la descarga de la corona de la siguiente

manera:

-Una distancia muy corta entre electrodos interfiere en la descarga de la corona

-Una distancia grande entre electrodos hace que el voltaje necesario para el inicio de la

corona sea mas bajo (positivo) pero un aumento excesivo puede desembocar en

53


problemas de reduccion de colección (debido a que el campo eléctrico entre ellos

decrecerá a causa de la distancia).

5.2.6.4.Numero de electrodos de descarga

Para la elección del numero de electrodos se ha consultado el libro “Applied Electrostatic

Precipitation” Ed. Parker, en el cual a partir de la tabla 3.2 da valores óptimos para el

numero de electrodos en función del ancho de calle. Se ha escogido el valor intermedio

de distancia entre electrodos que es 0,15 m lo cual da un numero de electrodos igual a 20

por cada calle, este numero de electrodos podrá ser modificado.

De esta manera quedan definidos el radio del electrodo de descarga (1,35 mm) y el

numero de electrodos de descarga por calle (20). Ambos valores completan la

configuración geométrica inicial del ESP que sera introducida en el simulador PRELEC III

para comprobar su eficacia.

5.2.6.5.Tolvas de descarga

Para la configuración de la tolva se ha vuelto a la bibliografía “Applied Electrostatic

Precipitation” K. R. Parker, para imponer el angulo de la tolva y el orificio de salida. En la

bibliografía fija valores limites de 55º con respecto a la vertical (valores inferiores serian

aceptables) y un mínimo para la boca de descarga de 300 mm. La configuración elegida

para las tolvas queda de la siguiente manera.

Angulo con la vertical 35º

Boca de descarga (mm) 300

Ancho (m) 2,5

Largo (m) 2,5

Altura (m) 1,3

Tabla 5.6

54


5.2.6.6.Configuración eléctrica

En cuanto a los datos eléctricos de los transformadores-rectficadores se ha optado por la

siguiente configuración propuesta por el proyecto HYCOLL, con valores de voltaje y

corriente sobredimensionados en relación a las necesidades reales del equipo.

Voltaje de pico (kV) 120

Voltaje máximo medio (kV) 78

Corriente máxima efectiva (mA) 42

Tabla 5.7

Una vez obtenidos estos datos mediante referencias y aplicando las restricciones

impuestas en las bases de diseño, se va a proceder a simular las condiciones de

operación del equipo con idea de identificar si los resultados son satisfactorios para los

fines perseguidos. En caso de que no fuese así, se modificarían las condiciones y

parámetros de diseño hasta conseguir el resultado buscado.

55


5.2.7.Simulaciones

Para comprobar los resultados obtenidos anteriormente mediante el manual EPA y las

consideraciones de diseño extraídas de la bibliografía, se ha hecho uso de simulaciones

llevadas a cabo en un simulador desarrolado en el DIQA. El nombre del software utilizado

es PRELEC III y el proyecto fin de carrera al que pertenece es “Modelo de simulación de

precipitadores electrostaticos con efecto reentrada”. La base teorica en la que se basa el

modelo es la siguiente.

5.2.7.2. El campo eléctrico

La precipitación electrostática se basa en la formación de un campo eléctrico al aplicar

una tensión entre dos electrodos, uno de descarga y otro de captura (donde se depositan

las partículas), este campo eléctrico es el que produce el proceso de carga y migración de

las partículas. La forma de este campo, que es fundamental para determinar

correctamente el modelo matemático, viene determinada por la distribución de electrodos

de descarga en la calle, por la geometría de esta y por el voltaje aplicado.

Derivando la función potencial y aplicando las condiciones de contorno adecuadas se

obtiene la expresión del campo eléctrico, E, cuyos componentes adoptan las siguientes

expresiones:

EX = (π·U

apli·X

X)/2·R·F E

Y = (π·U

apli·X

Y)/2·R·F

Donde:

F = factor de configuración del sistema de electrodos, que depende de la configuración

del sistema

XX,X

Y = los componentes del factor de forma, que depende tanto de la geometría del

precipitador como de la posición espacial concreta dentro del campo eléctrico.

R = la distancia entre los electrodos de descarga y captura, es decir la mitad del ancho de

calle.

56


Uapli

= tensión aplicada a cada electrodo

5.2.7.2.Voltajes característico en un elemento de precipitación

En el proceso de depuración electrostático intervienen una serie de fenómenos electricos

interconectados. Para poder desarrollar el modelo es preciso definir los voltajes y

resistencias eléctricas que intervienen.

El voltaje aplicado en el precipitador crea un campo eléctrico que provoca una avalancha

de iones cuyo resultado son los procesos de carga y migración de las partículas. Para que

se produzca esta avalancha de iones, se debe producir la ionización del gas, es decir

debe producir la ruptura dieléctrica del medio, de esta forma el campo eléctrico debe

superar un cierto valor denominado campo eléctrico inicial, Eo, para poder producir dicha

ionización. A la región donde el campo supera este valor limite se le denomina zona

activa, y al ser muy cercana al electrodo de descarga se puede suponer simetría

cilíndrica. A la estructura resultante se le denomina como corona de descarga.

El campo critico inicial

Se denomina campo eléctrico inicial, Eok

, al valor del campo eléctrico inicial, Eo, en la

superficie del electrodo de descarga. Dicho valor queda definido mediante la relación de

Whitehead-Brown:

Eok

= k1·θ·[1+(k

2/√ θ·r)]

θ=(Tv·P)/(T·P

v)

Donde

θ = densidad relativa del gas

T = temperatura del gas

P = presión del gas

Tv = temperatura de referencia para definir el estado del gas

57


Pv = presión de referencia para definir el estado del gas

k1 y k

2 constantes, cuyos valores correspondientes para precipitadores de placas planas,

con corona negativa en aire a 298 K y 1atm son 30,1·105 (V/m) y 0,0301 (m1/2)

respectivamente

Voltaje critico inicial

Se denomina voltaje critico inicial ,Uok, al valor de voltaje aplicado que hace aparecer el

campo critico inicial. En las proximidades del electrodo de descarga igualando la relación

de Whitehead-Brown y la expresión del campo eléctrico, se obtiene la expresión del

voltaje critico inicial.

Uok

= k1·r·F·θ·[1+(k

2/√ θ·r)]

Este voltaje critico inicial indica la diferencia de potencial que hay que aplicar entre los dos

electrodos para que se empiece a producir la ionización del gas. Esta expresión es valida

para un gas exento de partículas, las cuales producen una caída de potencial, por lo tanto

habrá que incluir un potencial debido a las misma Up.

Uopk

= Uok

+Up

Caída de tensión debida a las partículas cargadas

Las partículas producen una caída de tensión que debe ser considerada. Las partículas a

lo largo del precipitador se van cargando, de manera que las partículas que recorren un

elemento de precipitación portan una carga determinada. Estas partículas cargadas

forman una nube que ocupa el espacio interelectrodico originando una densidad de carga

espacial, que crrea un voltaje que es necesario superar para que se produzca la descarga

corona. Este voltaje Up se calcula suponiendo que las partículas están distribuidas

uniformemente:

58


Up = ρ

p·R2/2·ε

0·ε

1

Donde

ρp = densidad de carga espacial debida a las partículas

ε0 = permitividad absoluta del vacío 8,85·10-12

ε1 = permitividad relativa del aire 1,0006

Caída de tensión en el lecho de partículas

A medida que se produce la deposicion de partículas en el electrodo de captura aumenta

el espesor del lecho en el mismo. Este lecho supone otra caída de tensión en el elemento.

El espesor del lecho, la resistividad de las partículas y la densidad de corriente

determinan la caída de tensión, y disminuye por tanto el potencial disponible para la carga

y migración de partículas en cada elemento de precipitación:

Uv = ρ

v ·j

v·T

Donde:

ρv = resisitividad del lecho de partículas al paseo de corriente eléctrica, que es una

caracteristica del tipo de partículas y de las caracterisiticas del gas (temperatura,

humedad, presencia SO2 ,...)

jv = densidad de corriente media que llega al electrodo de captura

T = espesor del lecho de partículas.

Voltaje aplicado y neto

Con las definiciones anteriores de voltajes se puede calcular la tensión necesaria para

superar las resistencias existentes en el elemento de precipitación y poder de esta forma

cargar las partículas.

Cuando se produce la descarga en corona se diferencian tres zonas :

59


– La zona activa cerca del electrodo de descarga en la que existen los siguientes

campos:

– El campo critico inicial

– La diferencia entre el campo en cada punto y el campo critico inicial

destinado a la ionización del gas.

– Otra zona denominada zona pasiva que ocupa la mayor parte del gas, en la que se

encuentra:

– El campo electrostático local, Ee

– Los iones generados en la anterior zona, zona activa, constituyendo una

distribución de carga uniforme con un campo asociado que hay que vencer,

Ei

– Las partículas cargadas, que llevan asociado un campo eléctrico con una

resistencia Ep.

– Una ultima zona coonstituida por el lecho de partículas depositadas con una caída

de tensión asociada, Uv.

Teniendo en cuenta estas zonas el voltaje aplicado se puede expresar como:

Uapli

= Uo + (U

e +U

i+U

p)+U

v

El voltaje neto disponible se puede calcular mediante la siguiente expresión :

U= Ue +U

p

Y el voltaje de ionización ,Ui, que produce la ionización del gas , es el siguiente

Ui = U - U

o

Voltaje de ionización

60


En la zona activa hay un voltaje suficientemente alto para que se produzca la ionización

del gas. Con el radio de la zona activa se puede calcular el voltaje de ionización,

integrando el potencial de ionización entre r y z:

Uioniz

= (Uapli

-Uv-U

p)/F·Ln(z/r)-[k1·9·(z-r)+2·k1·k2·√9·(√z - √r)]

Voltaje de cortocircuito

Se denomina voltaje de cortocircuito, Upk

, a aquel que se produce cuando el radio de la

zona activa alcanza el electrodo de descarga, puediendo entonces producirse la

ionización del gas en todo el espacio interelectrodico, destruyendo la corona descarga.

Este cortocircuito puede producirse a traves de puntas y ectremos a un voltaje inferior, se

considera que sucede cuando el radio de la zona activa ocupa una decima parte del

espacio entre electrodo de descarga y captura:

Upk

= k1·F·[(0,1·R·θ)+k

2·√0,1·R· θ ]

5.2.7.3.Carga de partículas

Los iones libres generados en la zona activa se mueven en direcciones opuestas debido

al campo electrostático establecido entre electrodos. En el caso mas habitual, cuando se

establece la corona de descarga negativa, los iones y cargas negativas emigran hacia el

electrodo de captación encontrando en el camino partículas solidas sobre las que se

depositan. Este movimiento de iones, y la carga correspondiente de partículas es muy

rápido.

Como se ha mencionado antes la carga de partículas se puede producir mediante carga

por campo (bombardeo ionico) y carga por difusión térmica.

61


Carga por bombardeo ionico

Para calcular la carga por bombardeo ionico, se considera la partícula esférica con una

determinada carga. Por la teoría de campos, esta carga de las partículas crea un campo

electrostático local alrededor de si misma, con su correspondiente función potencial, que

debe sumarse a la función potencial del campo originado en el gas por los electrodos.

Para definir este ultimo campo eléctrico, se considera primero el gas libre, para añadir

después la influencia de la presencia de una partícula esférica que modifica la ecuación y

las condiciones de contorno. Se considera ademas, que las partículas están

suficientemente alejadas para no interferir unas con otras, que son esféricas, y que

soportan n cargas, producto de procesos de cargas anteriores. La base para cálculos

posteriores sera la carga de saturación que tiene la siguiente expresión:

(ne)s = π2·ε

o·ε

1·ϕ2·χ·(U

apli· X)/(2·R·F)

donde

χ = factor de carga

X = factor de forma

ϕ = diámetro partícula

La velocidad de incremento de carga por bombardeo ionico es

d(ne)E/dt=Aj

Donde:

A = [(π·ϕ2·χ)/4]·[1-[(ne)/(ne)s]]2

Carga por difusión térmica

Otro de los procesos de carga de partículas se debe a la difusión de las partículas y lo

iones en el gas. En el proceso de difusión no existen direcciones preferentes de carga; y

62


el numeor de iones que alcanza a una partícula durante un intervalo de tiempo dt es :

d(ne)D = (N·V

ef·π·ϕ2·dt)/4

donde

N = densidad del gas en un campo potencial

vef = velocidad cuadrática media efectiva de las moléculas de gas, calculada para aire

seco

5.2.7.4.Características V-I en un precipitador

Debido a la complejidad para implementar la expresión teorica original que relaciona la

intensidad que circula por cada elemento de precipitación con el voltaje aplicado y a su

incertidumbre, el programa basa este aspecto en la relacion experimental de Zhebrovskyi

io = 16·π·ε

0·ε

1·b·(U

apli-U

o)·U

ioniz·(0,02355+0,0362·δ)/R2·[(π/δ) - Ln(2·π·r/R· δ)]

5.2.7.5.Migración eléctrica

El objetivo de un precipitador es separar las partículas en suspensión de una corriente

gaseosa por aplicación de un campo eléctrico. Gracias a la fuerza que el campo originado

ejerce sobre las partículas cargadas en la dirección transversal que las conduce hacia el

electrodo de captura.

En su movimiento transversal, el gas opone una resistencia aerodinámica al avance de

estas partículas, cuya velocidad se supone desarrollada en el régimen de Stokes(Ψ).

Despreciando otras influencias, como las fuerzas que promueven el viento eléctrico , las

fuerzas de turbulencia del gas , o las que existen cuando se forma una corona inversa, se

puede llegara a la siguiente ecuación diferencial:

63


m·d2x/dt2 + [(Ψ·π·ϕ2·ρg)/8]·(dx/dt)2 = P

Donde P es la fuerza eléctrica debida al potencial establecido entre electrodos y a la

carga de la particula.

5.2.7.6.Formación de la torta

A medida que las partículas cargadas se depositan sobre el electrodo de captación, se

forma sobre el una capa de cenizas que afecta directamente el fenómeno de

precipitación. La caída de potencial a lo largo de esta capa constituye una perdida den el

potencial neto disponible para la carga y la migración.

Para desprender esta capa de partículas se recurre al golpeteo de las placas de

captación, lo cual produce la ruptura de la torta en escamas, que caen por gravedad a la

tolva donde se recogen y evacuan. El momento optimo del golpeo puede aproximarse a

partir de un analisis del crecimiento de la capa, aunque en el modelo sera una variable de

operación que se dejara abierta para ser determinada por el usuario.

dT = (C/ρm)·w·dτ

donde :

dT = incremento espesor torta

C = concentración de partículas que atraviesan un elemento de precipitación

ρm = densidad aparente de la torta

w = velocidad de migración de las partículas de tamaño ϕ

dτ = diferencial de tiempo transcurrido

64


5.2.7.7.Eficacia de captación

La eficacia de captación se define como la fraccion de partículas capturadas del total de

partículas que entran en el precipitador en la unidad de tiempo. Esta eficacia permitira

conocer la variacion de concentración de cada corte granulometrico, gracias a la

velocidad de migración previamente calculada.

Las hipotesis para el calculo de la eficacia son las siguientes :

– La concentración de partículas en el elemento de precipitación se distribuye

uniformemente debido al flujo turbulento.

– La velocidad de migración de cada particula es constante en las cercanias de los

electrodos de captación.

– El flujo de gas tiene una velocidad uniforme en cualquier sección transversal del

espacio de trabajo

– No existen re-entradas de partículas, coorona inversa, etc

Para el calculo de la eficacia se realiza un balance de materia en cada elemento de

sección .

5.2.7.8.Corona inversa

La corona inversa es un proceso de ruptura local del campo eléctrico que puede aparecer

en el electrodo de captura cuando se encuentra cubierto por una torta de partículas de

alta resistividad, generalmente mayor a 109 ohm·m. En este caso, se producen en puntos

concretos del electrodo de captura, unos picos de iones de polaridad contraria a los que

salen del electrodo de ionización, en dirección hacia este. Debido a este motivo, se

producen una serie de hechos:

– Distorsión del campo eléctrico, al producirse una corona de descarga de polaridad

inversa en determinados puntos de la torta.

– Los iones de distinta polaridad producido en la torta y que se dirigen a los

65


electrodos de descarga reducen la carga relativa de las partículas y pueden llegar

incluso a invertir su polaridad.

– Reducción de la tensión máxima aplicable al aumentar el numero de arcos.

– Crecimiento del valor de la corriente ionica. Todos los iones acumulados en los

electrodos saltan al gas

Todos estos hechos conducen a una disminución de la eficiencia. El programa considera

que se produce corona inversa cuando se supera un campo eléctrico en la torta dado por:

[ρv ·j

v· [1-exp[-β·(τ

p/τ

e)]·ε

2] / [[1-exp (-(τ

p/τ

e)]·ε

1 +[(a/t)·(ε

2-ε

1)] >k

1·θ

donde:

τe = ρ

v·ε

o·ε

v

εv = permitividad relativa de las partículas

τp = periodo de la onda

τk = fraccion del periodo de tiempo en el que existe j

v

β = τp /τ

k

a = la fraccion del espesor t ocupado por el gas (porosidad)

5.2.7.9.Re-entrada de partículas

La re-entrada durante el proceso de rapping ha sido identificada como un factor que

contribuye en gran medida a las emisiones de partículas en el proceso de precipitación,

pero se ha estudiado poco para estimar su magnitud. En el pasado, la fracción de material

que re-entraba de las superficies de captura se obtenia ajustando datos y medidad de

experimentos realizados con y sin rapping.

Para simular el modelo de re-entrada de partículas en el sistema el programa da dos

opciones de modelado.

66


Modelo A

El modelo A se basa en las siguientes hipótesis:

1- La torta después del golpeo como una pasta colectiva.

2-La pasta cae verticalmente y se mueve horizontalmente con el flujo de gas hasta que es

recapturada en la siguiente sección en la dirección del flujo o cae en las tolvas.

3-No se produce la re-entrada de cualquier partícula que caiga en las tolvas.

Con las anteriores hipótesis se pueden obtener los desplazamientos en las direcciones x

e y.

Δy=g·tr·(1/2) Δx=v

w·t

r

Con vw

igual a la velocidad del gas cerca de la superficie. Igualando ambas expresiones

se tiene la ecuación de la trayectoria de la partícula después del golpeo.

Δy/Δx = (g/2)·(Δx/vw

2)

La ecuación anterior permite determinar que partículas re-entraran y cuales serán

captadas en las tolvas. La trayectoria critica viene dada por la linea con pendiente Δy/Δx,

de manera que las partículas que estén por encima de esta linea sera capturada mientras

que las que estén por debajo re-entraran. Esta linea va desde la esquina inferior de la

superficie colectora hasta el bode superior de la misma.

De esta manera se tiene un área, triangulo, en la cual las partículas re-entraran al

sistema. El porcentaje de dicha área con respecto al total se denomina factor de re-

entrada (RR)

RR = (H·vw

2)/(L·g· Δx)

Con H y L las dimensiones vertical y horizontal respectivamente de la placa colectora.

67


Para poder aplicar este método se asume que las partículas se moverán de una sección a

otra de manera que Δx es la separación entre electrodos de descarga. Para la velocidad

del gas cerca de la superficie se tomara como valor 0,11 veces el valor de la velocidad del

gas en la calle, el cual es un valor usado normalmente en estudios de re-entrada.

Este es el modelo que se utilizara para hacer las simulaciones del proyecto.

68


5.2.7.10.Estrategia de funcionamiento

El modo en el que el programa realiza las simulaciones es tomando como elemento de

calculo un elemento de precipitación, en el caso de este modelo es un espacio de longitud

igual a la distancia entre dos electrodos de descarga consecutivos y de altura igual a la

altura del electrodo.

El simulador opera con volúmenes de gas iguales al del elemento de calculo en el que se

encuentra y suponiendo que se trata de una mezcla de gases distribuida uniformemente.

El software da la oportunidad al usuario de simular en modo régimen permanente o

simular en régimen transitorio. Para la comprobación de los parámetros obtenidos todas

las simulaciones se han hecho en régimen permanente, si se quisiera saber el

comportamiento de la unidad en arranques o paradas un análisis del ESP en régimen

transitorio seria una buena opción. La secuencia de operaciones que realiza el programa

es la siguiente:

1- Entrada de datos. Con los datos de entrada el sistema también calcula el valor de

algunos parámetros fijos necesarios así como la definición de constantes y variables

necesarias.

2-Calculo de los factores de forma para determinar el campo eléctrico de cada sección o

campo eléctrico. Mediante el uso de factores de forma queda definida la distribución del

campo eléctrico en la calle.

3-Para cada volumen de gas a tratar el programa establece los valores de la onda de

tensión que se va a encontrar en cada sección.

4-Para el volumen de gas en cuestión se comienza a realizar el calculo del proceso de

depuración.

5-Concluido el proceso de carga y migración se procede al calculo de la resistencia del

elemento de precipitación para determinar el valor de la resistencia equivalente de la

sección. De esta manera se calcula el efecto capacitivo de la onda de tensión.

6-Se pasa al siguiente elemento de precipitación. Cuando el sistema termina de calcular

todos los elementos de precipitación en una sección se procede a la integración de la

69


onda de tensión y se compara con el valor obtenido con la tensión media, si difieren en

exceso se rehace el proceso de calculo de la sección con la resistencia equivalente

calculada.

7-Para el régimen permanente se calcula la reducción de área según el modelo de re-

entrada elegido y se calculan de nuevo las concentraciones a la salida de los elementos

de precipitación.

8- Se pasa a la siguiente sección.

5.2.7.11.Limitaciones del modelo

El fenómeno físico que hay que destacar en esta sección es la corona inversa, el modelo

avisa de la existencia de corono inversa pero no simula las consecuencias de la corona

inversa sobre la precipitación. Otra limitación es la existencia de arcos eléctricos

derivados de superar el umbral eléctrico de conductividad del gas, las consecuencias de

estos arcos en la realidad suponen un descenso de la eficacia debido a que el sistema de

control del equipo elimina semiperíodos de onda para compensar el aumento de

intensidad, como resultado las partículas no se cargan ni se produce la descarga

capacitiva de la onda haciendo que la eficacia disminuya.

Fenómenos como el bypass de gas por la sección, el viento eléctrico y otras no

idealidades tampoco han sido incluidos en el modelo. Esta clase de fenómenos son

difíciles de modelar ya que no se conocen las relaciones matemáticas que las

cuantifiquen o estas son muy complicadas, todo ello sumado a que en ocasiones no se

sabe exactamente el efecto que tienen sobre las magnitudes de operación.

En lo relacionado con los procesos de re-entrada el modelo no simula el proceso de

golpeo, en el cual todas las partículas son desalojadas del electrodo. A parte tampoco se

simula el modelo de rebote por su difícil implementación el cual reduce también la

eficacia.

70


5.2.7.12.Funcionamiento del programa

PRELEC III necesita de cuatro tipos de datos para poder realizar la simulación:

- Datos geométricos

-Numero de calles

-Longitud del campo

-Altura de los electrodos

-Ancho de calle

-Numero de electrodos de descarga

-Radio del electrodo de descarga

- Datos del gas

-Presión de la corriente

-Humedad del gas

-Temperatura de la corriente

-Caudal del gas

-Concentración de partículas

-Densidad de las partículas

-Resistividad de la torta

-Espesor inicial de la torta

-Densidad de la torta

-Distribución granulométríca

-Datos eléctricos

-Frecuencia de la tensión sin rectificar

-Tensión media

-Datos de limpieza

-Régimen permanente

-Modelo de re-entrada

71


5.2.7.13.Resultados de las simulaciones

El grupo de simulaciones realizadas se divide en cuatro subgrupos formados por las

corrientes de gases de Los Barrios (CTLB) y de Puertollano (CTP), cada una de ellas

operando a máximo y mínimo caudal de operación propuesto en las bases de diseño.

Las variables elegidas para ser modificadas en cada simulación son: ancho de calle,

número de electrodos de descarga y tensión media; las variables afectan al sistema de la

siguiente manera:

Ancho de calle: para un mismo voltaje aplicado en todas las simulaciones, la eficacia

disminuye al aumentar el ancho de calle. Sin embargo si se ajusta el valor de la tensión

media al ancho de calle, la eficacia presenta una curva cuyo máximo se encuentra en

torno a los 0,4 m.

Numero de electrodos de descarga: para un mismo voltaje aplicado, la eficacia aumenta

con el numero de electrodos de descarga. El comportamiento de la eficacia al variar junto

con el numero de electrodos la tensión media describe una curva con un máximo visible

en 24 electrodos de descarga.

Tensión media: la eficacia aumenta de manera general al aumentar la tensión media, pero

este aumento esta limitado en la parte superior por la formación de corona inversa. De

esta manera para voltajes inferiores a 50 kV no existe corona inversa en el equipo,

mientras que para voltajes superiores si existe la presencia de este fenómeno indeseable.

De esta manera se tiene que para la CTLB las simulaciones son las siguientes:

Simulacion nº 1 2 3 4

Epromedio (V) 40000 40000 40000 40000

Ancho Calle (m) 0,3 0,3 0,4 0,3

Nº Electrodos 20 15 20 10

Tabla 5.8

72


Y para la CTP las siguientes

Simulacion nº 1 2 3 4

Epromedio (V) 40000 42000 40000 40000

Ancho Calle (m) 0,3 0,3 0,4 0,3

Nº Electrodos 20 15 20 7

Tabla 5.9

Cada simulación se hizo a caudal mínimo y máximo de las bases de diseño, los

resultados obtenidos a través de PRELEC III fueron los siguientes

CTP_Qmin Eficiencia(%) Cs (mg/Nm3) I (mA) ρcorriente(nA/cm2) We(cm/s)

Simulación 1 1,322 39.471 5,249 35,274 0,019

Simulación 2 88,3 46.82,01 4,477 30,089 4,889

Simulación 3 0,595 39.761,8 2,907 19,534 0,014

Simulación 4 74,5 10.200 1,868 12,551 3,114

Tabla 5.10

CTP_Qmax Eficiencia(%) Cs (mg/Nm3) I (mA) ρcorriente(nA/cm2) We(cm/s)

Simulación 1 0,841 39.663 5,249 35,274 0,019

Simulación 2 0,609 39.756 3,345 22,478 0,013

Simulación 3 0,617 39.753 2,893 19,441 0,014

Simulación 4 84,5 6.204,07 2,985 20,063 4,086

Tabla 5.11

73


CTLB_Qmin Eficiencia(%) Cs (mg/Nm3) I (mA) ρcorriente(nA/cm2) We(cm/s)

Simulación 1 96,8 415,990 5,357 35,998 5,148

Simulación 2 96,64 435,65 3,855 25,910 5,079

Simulación 3 97,092 378,02 3,118 20,956 5,292

Simulación 4 95,609 570,82 3,425 23,615 4,675

Tabla 5.12

CTLB_Qmax Eficiencia(%) Cs (mg/Nm3) I (mA) ρcorriente(nA/cm2) We(cm/s)

Simulación 1 92,944 917,28 3,972 26,697 5,97

Simulación 2 93,281 873,37 2,602 17,488 6,080

Simulación 3 94,025 776,76 4,571 30,720 6,344

Simulación 4 92,422 985,07 4,371 29,376 5,809

Tabla 5.13

74


5.2.7.14.Conclusiones

Para gases de combustión procedentes de plantas de generación de energía eléctrica por

combustión de carbón parecidos a los gases de combustión de la CTLB, el ESP

configurado presenta rendimientos superiores a los fijados inicialmente en su diseño.

Estos rendimientos no son reales y como se ha podido ver el simulador tiene limitaciones

que harán que los rendimientos reales sean menores a los esperados. Dentro de las

cuatro configuraciones que nos dan las simulaciones hechas, los gases de combustión de

la CTLB presentan mejores rendimientos para configuración 3.

Simulacion nº 3

Epromedio (V) 40000

Ancho Calle (m) 0,4

Nº Electrodos 20

Tabla 5.14

Esta configuración junto con los demás parámetros obtenidos con anterioridad, puede ser

un buen punto de partida para empezar a trabajar con gases parecidos a los de la CTLB.

En el caso de los gases de combustión de la CTP los rendimientos no se acercan al

propuesto al principio. Esto es debido a que a diferencia de la ceniza de CTLB, la ceniza

de CTP es 100 veces mas resistiva y la concentración media a la entrada es 3 veces mas

que en el caso de la CTLB. En las simulaciones 2 y 4 ,para caudal mínimo, y en la

simulación 4 ,para caudal máximo, están los mayores rendimientos para esta clase de

ceniza. La configuración optima para esta clase de cenizas esta en torno a la siguiente.

75


Simulacion nº 2

Epromedio (V) 42000

Ancho Calle (m) 0,3

Nº Electrodos 15

Tabla 5.15

Voltajes medios superiores, anchos de calle menores y numero de electrodos menores

que en el caso de la ceniza CTLB.

76


5.2.6.Aislamiento ESP

Debido a las grandes dimensiones del ESP y a la importancia de mantener la temperatura

en toda la linea por encima de los 100ºC para evitar condensaciones ácidas, se ha

estudiado mediante el uso de correlaciones empíricas la necesidad o no de aislar este

equipo.

Para el calculo del aislamiento se han calculado los coeficientes de transferencia de calor

convectiva mediante correlaciones empíricas y se ha modelado el sistema como si fuese

un tubo no circular por el que circula la corriente gaseosa del gas a tratar en el

electrofiltro.

De las bases y los parámetros de diseño se tiene el siguiente gas:

Qmin=10.000m3/h Qmax=15.000m3/h

Top=403K, de las temperaturas propuestas esta es la mas desfavorable para el calculo de

perdidas de calor

Apaso=3,6m2 , 2,4(altura del electrodo)·1,5(numero de calles · ancho de calle)

ρ(130ºC)=0,87kg/m3 µ(130ºC)=22,70·10-6 N·s/m2

vmin=Qmin/Apaso=10.000/(3,6·3.600)=0,8m/s

vmax=Qmax/Apaso=15.000/(3,6·3.600)=1,2m/s

*3600 por el cambio de unidad de horas a segundos

Dh=4·Apaso/perimetro=(4·3,6)/10,8=1,33m

Una vez definidas las variables primarias se calculan los números adimensionales

77


necesarios en la correlación.

Re=ρ·v·Dh/µ

Remin=ρ(130ºC)·vmin·Dh/µ=0,87·0,8·1,33/22,7·10-6=40.333

Remax=ρ(130ºC)*vmax*Dh/µ=0,87*1,2*1,33/22,7·10-6 =60.500

La correlación adecuada para el caso de modelar el sistema ESP como un conducto no

circular en el que circula una corriente de gas e intercambia calor con el exterior es:

Correlación de Dittus-Boelter: Nu=0,023·(Re4/5)·(Pr0,3)

Esta correlación ha sido obtenida de “Coleccion de tablas, gráficas y ecuaciones de

transmisión de calor” Version 3.2 (Enero de 2005) Dpto. Ingenieria Energetica y Mecanica

de Fluidos de la Universidad de Sevilla.

Pr=Cp·µ/k

Cp(130ºC)=1,01 Kj/Kg·K

k(130ºC)=0,033 W/m·K

Pr(130ºC)=1,01·22,7·10-6 /0,033=0,7057

Sustituyendo en la correlación para el valor mas desfavorable (Remax).

Nu=140

Nu=h·Dh/k; h=140·0,033/1,33=3,47 W/m2·K

El coeficiente convectivo interno es hint= 3,47 W/m2·K

78


Una vez obtenido el coeficiente convectivo interno se pasa al calculo del coeficiente

convectivo externo para así poder aplicar al sistema la analogía eléctrica y estimar las

perdidas de calor en el equipo.

En el caso de la correlación adecuada para el calculo del coeficiente convectivo externo

se ha optado por elegir correlación de hilpert:Nu=0,246*(Re^0,588)*(Pr^1/3), también

obtenido de la bibliografía mencionada anteriormente.

Las condiciones del gas han cambiado, en este caso se considerara aire a 15ºC y con un

numero de reynolds de 105 para simular situaciones de viento desfavorable. Bajo estas

condiciones los parámetros de la correlación son:

Pr(15ºC)=0,7323

k(15ºC)=0,024 W/m·K

Nu=0,246·(100·0000,588)·(0,73231/3)

Nu=h·D/k; D=3,7 m es la suma de la altura del electrofiltro mas la tolva

h=(193,12·0,024)/3,7=1,3 W/m2·K

El coeficiente convectivo externo es hext =1,3 W/m2·K

Para simular la resistencia de la carcasa del ESP se tiene una chapa de acero al carbono

de 6mm de espesor y con un coeficiente de conductividad térmica de 60,5W/m·K, de esta

manera la analogía para el calculo de las perdidas de calor por unidad de área queda de

la siguiente manera.

q/A=Tint-Text/((1/hint)+(1/hext)+(eext/kext))

Sustituyendo los parámetros fijados anteriormente se estiman unas perdidas de calor por

79


unidad de área (q/A) en el ESP de 108,83 W/m2 .para calcular las perdidas totales se ha

multiplicado el área del precipitador por el valor calculado anteriormente. El área del

precipìtador, incluyendo tolvas, es de 200 m2; con lo cual las perdidas de calor totales en

el dispositivo son de 21,8 kW.

Para obtener la temperatura de salida del precipitador se supone que los gases de

combustión se comportan como aire a 130 ºC que circula por un conducto, de manera que

se utiliza la siguiente ecuación

Q=Cp(130ºC)·Qmas·(130-Ts) Q=21,8 kW Qmas=2,43 kg/s Cp(130ºC)=1,012 kJ/kg·K

Sustituyendo se tiene que los gases de combustión salen del ESP a 121 ºC. Teoricamene

no se necesita uso de aislante para que la corriente se mantenga por encima de 100ºC,

sin embargo en los cálculos realizados anteriormente se han supuesto idealides que en la

practica no existen, por lo tanto temperaturas inferiores pueden ser previsisbles.

Por experiencia de ESP ya existentes se ha propuesto instalar 10 cm de aislante de lana

mineral MW 36. Ahora se vuelven a calcular las perdidas de calor por unidad de área con

la resistencia que proporcionan los 10 cm de aislante.

Kais=0,036W/m·K

Kext=60,5W/m·K

hext =1,3 W/m2·K

hint= 3,47 W/m2·K

Se calcula el calor disipado por unidad de área mediante la siguiente fórmula

q/A=Tint-Text/((1/hint)+(1/hext)+(eais/kais)+(eext/kext))

eais=0,1m eext=0,006m

q/A=130-15/((1/3,47)+(1/1,3)+(0,1/0,036)+(0,006/60,5))=29,97 W/m2

80


Q=(q/A)*A=29,97*200=5996,93W

Q=6 kW

Una vez obtenido el calor disipado por equipo con la nueva configuración se opera igual

que en el caso sin aislante para conocer la temperatura de salida aproximada de los

gases de combustión

Q=Cp(130ºC)·Qmas·(130-Ts) Q=6 kW Qmas=2,43 kg/s Cp(130ºC)=1,012 kJ/kg·K

En este caso la temperatura de salida Ts es de 127,56 ºC, lo cual es aproximadamente

igual a la temperatura de entrada por lo que las perdidas serán mínimas. Por experiencia

se conoce que hay partes del ESP conflictivas, en el sentido en el que el aporte de calor

que llega por parte de la corriente de gases de combustión es menor que el diseñado.

Esta clase de fenómeno se da en las tolvas de descarga las cuales suelen estar llenas de

solido capturado, de manera que la ceniza absorbe parte de ese calor de la corriente

haciendo que las perdidas sean mayores de las calculadas. Por esta razón se han

instalado potencias eléctricas en las tolvas de descarga para evitar problemas de “puntos

frios” en el equipo.

Con el calculo del aislante para el ESP ya se han especificado todos los parámetros de

diseño necesarios para su configuración.

81


5.2.7.Configuración ESP

Dimensiones cámara de precipitación

Longitud (m) 20,4

Ancho (m) 2,5

Altura (m) 2,8

Numero de secciones 4

Dimensiones de las secciones electricas

Altura del electrodo (m) 2,4

Ancho de calle (m) 0,3-0,4

Nº de calles 5-4

Longitud del campo (m) 3,1

Radio del electrodo (m) 0,00135

Dimensiones tolva de descarga


Orificio de salida (mm) 300

Ancho (m) 2,5

Largo (m) 2

Altura (m) 1,5

Configuración electrica

Voltaje de pico (kV) 120

Voltaje máximo medio (kV) 78

Corriente máxima efectiva (mA) 42

Tabla 5.16

82


5.3 Filtro de mangas

5.3.1 Dimensiones de la sección

En el diseño del Filtro de mangas se ha operado de manera distinta que en el caso del

ESP. En este caso se ha prescindido del uso de simulaciones y su dimensionado se ha

basado en las experiencias llevadas a cabo en el proyecto HYCOLL. Se ha operado de

esta manera debido a que hay poco información sobre FF en instalaciones hibridas , y por

lo tanto para su diseño se ha optado por basarse en la experiencia de una planta piloto ya

existente como es el filtro HYCOLL.

Fijar una velocidad de filtración mínima para el equipo dará una superficie de filtración que

sera el parámetro de diseño principal para dimensionar el equipo. Velocidades de filtración

bajas hacen que la torta se forme mas lenta e incluso que parte del carbón activo no

llegue a ella, mientras que velocidades de filtración elevadas hacen que el numero de

ciclos de limpieza se vea aumentado. Por lo tanto estamos ante un problema de

optimización en el cual tendremos que escoger velocidades de filtración que por una

parte garanticen la llegada de carbón activo a la torta y por otra parte no sea responsable

de una mala operación del equipo. En las bases de diseño se fija una velocidad mínima

de filtración de 5 ft/min, esta velocidad unida al caudal mínimo de las bases de diseño dan

un área de filtración mediante las siguientes formulas. La velocidad de filtración mínima

elegida esta basada en los experimentos realizados en la unidad HYCOLL .

Vfmin=5ft/min=1,524m/min

Qmin=10.000m3/h=166,6m3/min

Qmin/Vfmin=109,31m2

At=110 m2

83


La configuración de las mangas utilizadas para este proyecto ha sido extraída del

proyecto HYCOLL. La manga utilizada en la planta piloto es una manga de talla industrial

así las experimentaciones serán lo mas parecidas a la realidad, conviene que sea lo mas

parecido esta parte del filtro por que es un parámetro fundamental ya que sobre la tela

filtrante se producirá la mayoría de adsorcion de mercurio que es el objetivo principal del

proyecto. Las dimensiones propuestas son

MANGAS

Longitud(m) 6

Diametro(m) 0,150

Material Ryton felt with PTFE membrane

Tabla 5.17

El material elegido trabaja bien con la corriente de gases de combustión de CTLB, si la

corriente en la que se instala el equipo cambiase abría que estudiar la naturaleza de la

corriente para escoger la manga que mejor se le adecue.

El siguiente paso ha sido calcular el numero de mangas necesarias para cumplir con la

restricción del área de filtración, de manera que:

Area de una manga

D=150mm=0,15m

L=6m

Ai=π·D·L=2,83m2

Numero de mangas

n=At/Ai=38,87

84


n=40

Son necesarias 40 mangas para cumplir con las necesidades de área de filtración. Para

que el FF pueda operar a diferentes velocidades de filtración se va a seccionalizar en

cuatro partes iguales aisladas entre si, de manera que en cada sección haya 10 mangas.

La configuración geométrica de la planta del FF se puede ver en los planos del proyecto.

De esta manera cada sección tiene unas dimensiones de 1 m de largo , 0,75 m de ancho

y 6 m de altura. Cada sección tiene una separación de 0,5 m para permitir el acceso del

personal al techo y para poder instalar el sistema de limpieza, ademas cada sección esta

separada de la carcasa exterior 0,25 m. La altura de las válvulas de inyección son 0,4 m y

la distancia de el final de las mangas hasta la tolva es de 0,4 m también (configuración

HYCOLL). Por lo tanto las dimensiones generales de la carcasa del FF son

DIMESIONES CARCASA

Altura (m) 6,8

Ancho (m) 2,5

Largo (m) 3

Tabla 5.18

85


5.3.2.Sistema de limpieza

El sistema de limpieza instalado en el FF es un sistema de limpieza por pulsos. Se ha

optado por este sistema de limpieza ya que es el .mas ampliamente usado y presenta

mejores rendimientos de limpieza. El sistema de limpieza esta instalado en el techo de la

carcasa del FF y sus componentes son : compresor, deposito de aire y válvulas de

inyección. La configuración utilizada por HYCOLL tras un ensayo de experimentos

realizados en el sistema híbrido ESP+FF son

LIMPIEZA

Tipo de pulso Alta presión/bajo volumen HPLV

Presión (barm) 7

Tiempo de pulso(ms) 40

Caida de presión (Pa) 1500-2000

Tabla 5.19

El sistema de limpieza estará funcionando independientemente mediante un lazo de

control automático.

86


5.3.3.Tolva de descarga

Para el diseño de la tolva de descarga se ha operado de manera idéntica que en el caso

del ESP. En este caso solo habrá una tolva de descarga de las dimensiones de la carcasa

del FF. El angulo con la vertical sera de 35º mientras que la apertura de descarga son

0,3m, de esta manera las dimensiones de la tolva de descarga para el FF son

DIMENSIONES TOLVA DE DESCARGA



Ancho (m) 2,5

Largo (m) 3

Altura (m) 1,3

Tabla 5.20

87


5.3.4. Aislamiento filtro de mangas

Debido a la dificultad de modelar los fenómenos de transferencia de calor en el FF se ha

optado por basar el aislamiento del FF en la experiencia. En este caso de nuevo se ha

acudido al FF del proyecto HYCOLL para definir el aislamiento del equipo. Se ha instalado

un aislamiento térmico que consta de un recubrimiento de la cámara principal y la tolva de

80 mm de lana cerámica. La tolva del filtro de mangas también cuenta con una resistencia

eléctrica para compensar posibles perdidas en esa zona.

5.3.5.Configuración FF

Mangas

Longitud(m) 6

Diametro(m) 0,150

Material Ryton felt with PTFE membrane

Numero de mangas 40 (10 por cada sección)

Limpieza

Tipo de pulso Alta presión/bajo volumen HPLV

Presión (barm) 7

Tiempo de pulso(ms) 40

Caida de presión (Pa) 1500-2000

Dimensiones carcasa

Altura (m) 6,8

Ancho (m) 2,5

Largo (m) 3

Dimensiones tolva de descarga



Ancho (m) 2,5

Largo (m) 3

Altura (m) 1,3

Tabla 5.21

88


5.4.Sistema de inyección de carbón activo

5.4.1.Introducción

El carbón activo esta en forma solida con una granulometría muy fina (95% D<45µm) por

lo que el sistema de inyección de carbón activo estará cerrado al aire libre en todo el

circuito. Este carbón activo es almacenado en un silo cilíndrico de 1 m3 de capacidad

aproximadamente(1,6 m altura; 1 m diámetro) donde caben los 408 kg de los sacos que

serán los suministrados por el fabricante. El siguiente elemento en la linea es una válvula

de descarga que descarga en una tolva pesadora, este conjunto válvula-tolva servirá

como sistema de dosificación de carbón activo. Después de la tolva el carbón activo pasa

a un tornillo sinfín que lleva el carbón activo hacia una tolva de venteo que finalmente

introduce el carbón activo en el conducto donde es impulsado mediante una soplante.

Para el calculo de la línea de inyección se ha instalado un transporte neumático y se ha

utilizado el procedimiento que propone la bibliografia “Manual del ingeniero quimico”

Perry-Green. A partir de la densidad aparente del solido a transportar, 510 kg/m3,se da

una velocidad de circulación del aire que para el caso es 1608 m/min. Con este dato mas

el diámetro del conducto elegido se van obteniendo las características de la linea.

El sistema de inyección esta dividido en dos partes : almacenamiento y transporte. La

parte de almacenamiento esta compuesto por un silo de almacenamiento de sólidos y un

filtro de limpieza instalado en el techo del silo, mientras que la parte de transporte consta

de : válvula de corte, válvula rotatoria, tolva pesadora y ventilador.

89


5.4.2.Almacenamiento

Los parámetros de diseño que se han tenido en cuenta a la hora de diseñar el silo son

que pueda almacenar un saco de carbón activo de 900 lb (408 kg), el cual se ha

considerado como forma de compra. A partir del consumo medio de carbón activo se

puede estimar el numero de sacos que se necesitaran para un periodo de tiempo

determinado, el almacenamiento en sacos a parte proporciona la ventaja de no tener que

instalar sistemas intermedios de almacenamiento al no recibir el producto a granel.

El calculo del volumen de diseño del silo es el siguiente:

Msaco=900lb=408kg=408.000g

ρaparente=0,51g/ml

Vsaco=Msaco/ρaparente=408.000/0,51=800.000ml=0,8m3

Vdiseño=1m3

Una vez elegido el volumen de diseño se ha optado por la forma cilíndrica vertical con

relaciones altura/diámetro de 3:1 o 4:1, estas características ayudan a que el flujo de

solido hacia el fondo del silo se vea beneficiado. La tolva de descarga es cónica con un

angulo con la vertical mínimo de 60º. Estos datos para el dimensionamiento del silo han

sido extraídos del articulo “Lime handling systems” de la empresa STANCO PROJECTS

ltd. Teniendo en cuenta los parámetros anteriores las dimensiones del silo de

almacenamiento de carbón activo son las siguientes.

90


Dimensiones silo de carbón activo

Altura (m) 3

Diámetro (m) 1

Angulo tolva cilíndrica (vertical) 60º

Altura tolva (m) 0,76

Orificio de descarga (m) 0,15

Tabla 5.22

Para estimar la duración de un saco de carbón activo se ha calculado, mediante el uso de

una concentración media de inyección de carbón activo, el gasto de carbón activo por día

CCA=60mg/Nm3

Qmax=15.000m3/h

QiCA=CCA·Qmax=900.000mg/h=0,9kg/h=21,6kg/dia

Msaco/QiCA=408/21,6=19 día

Un saco de carbón activo durara, de media, 19 días; este tiempo es lo suficientemente

grande para poder hacer pedidos y poder gestionar bien el almacenamiento de carbón

activo. En algunos test se podrán alcanzar valores por encima de los 160mg/Nm3 para

ver hasta que porcentaje de eliminación es capaz de llegar el equipo. Estos test no serán

de larga duración y por lo tanto no habrá problemas de falta de carbón activo.

91


5.4.3.Filtro de limpieza del silo de carbón activo

Para evitar posibles perdidas en el silo de carbón activo se propone instalar en el techo

del mismo un filtro de limpieza por pulso para evitar perdidas de carbón activo cuando el

silo se rellene.

El filtro es de tamaño reducido y su mantenimiento es despreciable en comparación con

otros sistemas. Algunas de las características principales son.

Area de filtración (m2) 0,09

Material carcasa Acero inoxidable

Material filtro Polyester

Presión aire limpieza (bar) 5,5

Tabla 5.23

En el anexo se adjuntan las características completas del filtro en su hoja técnica.

92


5.4.4.Transporte de carbón activo

Dentro del sistema de transporte de carbón activo se pueden identificar dos partes

compuestas por : extracción/dosificación de carbón activo e inyección en la linea; la

primera parte consta de los dispositivos encargados de extraer el material del silo válvula

de corte, válvula rotatoria y tolva pesadora. La zona de inyección esta compuesta por el

ventilador y las tuberías que llevan hasta el conducto donde se inyecta en la linea

principal.

Los parámetros de diseño que se han utilizado en el caso de la parte dosificadora son que

los dispositivos puedan ser capaces de dar el ratio de inyección necesario, mientras que

en el equipo de transporte neumático se impone que la velocidad a la que circula el solido

no sea inferior a la impuesta por la bibliografía.

5.4.4.1.Extracción de carbón activo

El parámetro de diseño que se ha utilizado para esta parte del sistema de transporte es

que los equipos elegidos sean capaces de dar las tasas de inyección que se desean en

este proyecto. El rango de tasas de inyección de carbón activo elegido es de 30 mg/Nm3 a

60 mg/Nm3, este parámetro de diseño ha sido obtenido de las experimentaciones llevadas

a cabo en SaskPower Poplar River Station realizadas por la agencia americana EPA. Con

las tasas de inyección, las bases de diseño de caudal y las características del carbón

activo (Anexo) se calcula el rango de caudales necesarios de carbón activo.

ρaparente=0,51g/ml

30 mg/Nm3·Qmin=300.000 mg/h=300 g/h

60 mg/Nm3·Qmax=900.000 mg/h=900g/h

300/ρaparente =588,23 ml /h

93


900/ρaparente =1.764,7 ml/h

El rango de capacidades de inyección es de 0,588 L/h a 1,76 L/h, los equipos

seleccionados deberán dar esta relación de caudales para cubrir las necesidades de

inyección.

5.4.4.2.Válvula de corte

La función de este equipo sera poder separar la zona de alimentación a la linea de la de

almacenamiento en situaciones extraordinarias, como por ejemplo la limpieza del silo.

Para llevar a cabo esta función se ha instalado en la descarga del silo una válvula de

cuchillo. Para elección de la válvula se ha fijado como requisito de diseño que se adapte

al diámetro de salida del silo que es de 150 mm, en la hoja de especificaciones técnicas

del anexo se pueden ver las características completas de la válvula, a parte de poder

soportar las temperaturas y presiones de trabajo que en este caso serán las ambientales.

5.4.4.3.Válvula rotatoria

Es el segundo elemento de la linea de inyección de carbón activo y es el elemento que se

encarga de descargar el carbón activo de manera continua al siguiente equipo. A

diferencia de la válvula de cuchillo la válvula rotatoria tiene un papel principal en la linea al

estar en funcionamiento durante la inyección. El orificio de entrada de la válvula rotatoria

es de 150 mm por lo que no hará falta modificar el diámetro de alimentación original.

El caudal suministrado por la válvula rotatoria sera ajustado a la demanda de inyección y

el alimentador volumetrico se encargara de dosificarlo al eductor. Para posibles diferencia

entre caudal de la válvula rotatoria y caudal dosificado se ajustara el caudal de la válvula

rotatoria por encima del dosificado para así disponer siempre de carbón activo.

Para evitar que la tolva del alimentador rebose el equipo constara de un sistema de

alarma de llenado de la tolva para poder desactivar la válvula rotatoria. Esta situación se

dará cuando se quiera trabajar a mínimos caudales de inyección, esto es así debido a que

94


la válvula rotatoria no es capaz de dar caudales por debajo de 1L/h. Para caudales de

inyección de carbón activo por debajo de 1L/h en la operación el carbón activo se

acumulara en la tolva receptora del alimentador volumetrico. En estas situaciones la tolva

se llenaría hasta el nivel de referencia en el cual se dispararía la alarma para que el

operario desconectara la válvula rotatoria.

Algunas características del equipo son

Diámetro de entrada (mm) 150

Presión (bar) 1

Temperatura máxima (ºC) 232

Capacidad (l/h) 1/4000

Tabla 5.24

El nombre comercial del producto es “Microfeeding Rotary Valve Type Mds” de la empresa

SOLID SOLUTIONS GROUP. En el anexo se puede ver la icha técnica del equipo

completa.

5.4.4.4.Alimentador volumétrico

El siguiente elemento de la linea de inyección es el alimentador volumetrico y es el que se

encarga de dosificar el carbón activo he introducirlo en la linea. La primera parte del

equipo es una tolva de recepción para la cual el fabricante da diferentes opciones de

medidas y capacidad, debido a que los ratios de inyección son relativamente bajos se ha

escogido la tolva mas pequeña de la gama con un volumen de 50 L y 7 kg de peso.

Respecto al tornillo elegido para el transporte se ha optado por el tornillo tipo espiral, al

tratarse de una material finamente dividido que puede dar problemas de atascos este tipo

de tornillo sin eje da mejores resultados. Para la selección del diámetro se ha tenido en

cuenta la capacidad que es capaz de suministrar el tornillo de manera que su rango de

capacidades este entre el necesario, de esta manera se ha optado por instalar un tornillo

95


de 25 mm.

Capacidad (l/h) 0,5-50

Material Acero inoxidable

Temperatura admisible (ºC) -20/55

Tabla 5.25

El equipo esta dotado con dos agitadores de serie uno horizontal acoplado al motor del

tornillo (0,45 kW) y otro vertical con un motor independiente de 0,25 kW cuya zona de

acción es la tolva de recepción del alimentador volumetrico. En la tolva también ira

instalado un indicador de nivel que avise a los operarios para evitar que el carbón activo

rebose.

El tornillo del equipo de alimentación volumetrico termina en un eductor que es el

encargado de introducir el carbón activo en la tubería.

5.4.4.5.Impulsión de carbón activo

Para la introducción del carbón activo en la linea principal se va a instalar un transporte

neumático compuesto por la tubería de alimentación y un ventilador centrifugo. El

dimensionado de la linea ha sido llevado a cabo mediante el procedimiento basado en lqa

bibliografía “Manual del ingeniero Quimico” Perry, el cual toma como parámetro de diseño

la densidad aparente del solido a transportar. A partir de la densidad aparente del solido la

bibliografía propone distintas velocidades mínimas de circulación de aire para su

impulsión. Una vez obtenida la velocidad para la densidad del carbón activo se van

completando una serie de 5 nomogramas que dan un diseño preliminar de la linea.

ρaparente=0,51g/ml

vaire= 1608 m/min

96


En el nomograma 1 a partir de la velocidad mínima y del diámetro elegido para la tubería

se conoce el caudal que es necesario que suministre el ventilador instalado. Para la linea

se ha elegido un diámetro pequeño debido a que las tasas de inyección son pequeñas y

por lo tanto la capacidad de carga del sistema no tendrá que ser muy alta. El diámetro

elegido es el de 57 mm y el caudal correspondiente para la velocidad mínima de

circulación es de 4,25 m3/min.

En el segundo nomograma a partir de la relación de sólidos seleccionada y el caudal

obtenido en el nomograma 1, se puede conocer la capacidad del sistema. Como se ha

mencionado anteriormente la capacidad del sistema no es necesaria que sea alta por lo

que se ha elegido la relación de sólidos mas baja posible. De esta manera queda una

relación de sólidos de 1,5 y una capacidad del sistema de 453,6 kg/h.

En el nomograma 3 se obtiene el factor de diseño a partir del caudal de aire del diámetro

de la tubería. El factor de diseño servirá mas adelante para estimar las perdidas de carga

del sistema así como la potencia necesaria para poder transportar el carbón activo.

A partir del nomograma 4 se puede conocer la perdida de carga del sistema a partir del

factor de diseño, relación de sólidos y la longitud equivalente del sistema. La longitud

equivalente del sistema ha sido calculada teniendo en cuenta que el deposito de carbón

activo esta a 5 m del punto de inyección y que la altura de inyección es de 4,5 m. Es

necesario introducir en la tubería dos codos a 90º, que introducen una longitud

equivalente para el diámetro dado de 0,8 m. A esta longitud hay que sumarle 1 m

adicional para que el carbón activo se introduzca en la tubería principal.

Lcod=0,8m ; Ncod=2 ; Leqcod=Ncod·Lcod=1,6 m

Leq=11,5+1,6=13,1m

No es posible introducir estos datos en el nomograma 4 debido a que la longitud

equivalente es demasiado baja. Para calcular las perdidas de carga de la linea y la

potencia necesaria se ha optado por el método de las longitudes equivalentes de manera

97


que el calculo queda de la siguiente manera

hf=4f·(Leq/D)·(v2/2) ; v=26,8 m/s ; D=57 mm

4f(Abaco de Moody)=0,038

hf=3136,31 Pa

Para el calculo de la potencia de los motores de los equipos de impulsion de gases se ha

utilizado la siguiente formula.

P=Q·H/1000·η·ME ; η(Rendimiento)=0,7 ; ME(Eficiencia motor)=0,85

Q=0,1 m3/s ; H=4000 Pa

P=0,67 kW

Las características principales de la linea de transporte neumático son las siguientes.

Diametro (mm) 57

Caudal de aire (m3/min) 4,25

Relacion de sólidos 1,5

Capacidad (Kg/h) 453,6

Perdida de presión (kPa) 3,2

Potencia requerida (kW) 0,67

Tabla 5.26

98


5.4.4.5.Ventilador de la linea de carbon activo

A partir de las especificaciones obtenidas se selecciona el tipo de ventilador necesario

para la linea de carbón activo. Para la elección del ventilador de la linea de carbón activo

se ha elegido del catalogo del fabricante “FLÄKTWOODS”.

Numero de polos 2

Velocidad (rpm) 2900

Q (m3/h) 360

Peso (Kg) 198

ΔP (Pa) 4000

Tabla 5.27

Se ha optado por un alabe de clase B el cual es un alabe simple curvado hacia atrás ya

que este ventilador trabajara con aire limpio. El ventilador cumple con las exigencias de

altura y caudal, su ficha técnica se encuentra en el anexo.

Gráfico 5.1

99

0,04 0,06 0,08 0,1 0,12 0,14 0,16 0,18 0,2 0,223200

3300

3400

3500

3600

3700

3800

3900

4000

4100

H vs Q

Q (m3/s)

H (

Pa

)


100


101


102


5.5.Sistema de inyeccion de NH4Cl

La linea de NH4Cl sera la encargada de promover la oxidación del mercurio elemental (el

cual es mas fácil que adsorber en su forma oxidada) mediante la siguiente reacción

Hgº + 2HCl » HgCl2 + H20

La oxidación del mercurio elemental no es la única ventaja ya que el NH3 liberado en la

inyección puede reaccionar con SO3 presente en la corriente formando sulfatos y

bisulfatos que promueven la conversión del Hgº en Hg particulado, el cual es fácilmente

captado por los sistemas de control de materia particulada.

El uso de NH4Cl también esta justificado frente a otras alternativas mas eficaces por las

siguientes razones

- Es un solido neutro mas fácil y seguro de manejar que la alternativa ácido clorhídrico.

- El NH4Cl se sublima al ser introducido en la corriente, evitando posibles deposiciones en

conductos o en las boquillas de inyección.

- La cantidad de NH4Cl introducida en la linea es pequeña y el impacto sobre la

temperatura de los gases es mínimo

El NH4Cl que se utilizara para la operación esta diluido en agua, por lo tanto se trata de

una linea de liquido. El primer elemento de la linea es un tanque de almacenamiento de

liquido que se encuentra conectado a una bomba la cual llevará el liquido hasta las lanzas

de inyección que están situadas a la entrada del ESP. El sistema de inyección de NH4Cl

consta de un tanque de almacenamiento horizontal de 2,3 m3 de capacidad que es mas

del consumo de la linea en una semana. Para impulsar el reactivo hasta el filtro se ha

colocado una bomba centrifuga que servirá como dosificadora cambiando el caudal que

proporciona mediante un variador de frecuencia, ya incorporado en el equipo. Este

sistema de inyección consta de dos lanzas que se introducen en la corriente de gas,

ambas lanzas constan de 2 boquillas de aspersion cada una los cuales están colocadas

en angulo y que hacen que el NH4Cl se distribuya uniformemente en la corriente de gas.

103


El NH4Cl que se utilizara para la operación esta diluido en agua, por lo tanto se trata de

una linea de liquido. El primer elemento de la linea es un tanque de almacenamiento de

liquido que se encarga de almacenar el NH4Cl. La parte de inyección de la linea estará

formada por el equipo de inyección y las boquillas de aspersión. El sistema de inyección

de NH4Cl consta de un tanque de almacenamiento horizontal de 2,3 m3 de capacidad que

es mas del consumo de la linea en una semana.

Para impulsar el reactivo hasta el filtro se ha colocado una bomba centrifuga que servirá

como dosificadora. Este sistema de inyección consta de dos lanzas que se introducen en

la corriente de gas, ambas lanzas constan de dos boquillas de aspersión cada una los

cuales están colocados en angulo y que hacen que el NH4Cl se distribuya uniformemente

en la corriente de gas.

Los parámetros de diseño para la parte de almacenamiento de NH4Cl serán que se

puedan cubrir las necesidades de inyección entre periodos de pedido del NH4Cl. Los

equipos de la zona de inyección tendrán que ser capaces de dar los caudales mínimo y

máximo de inyección.

104


5.5.1.Almacenamiento de NH4Cl

El NH4Cl utilizado en la linea de inyección esta diluido en agua, su solubilidad a 25ºC es

de 28,3g/ml, la tasa de inyección media sera de 100ppm y se supone que la disolución de

NH4Cl que se tiene es del 25% en volumen en agua. Estos datos han sido obtenidos de la

hoja de seguridad del NH4Cl (Anexo). Con los parámetros de diseño anteriores se

calculara el volumen necesario para poder operar de manera continua durante una

semana.

Qmax=15.000m3/h

CNH4Cl=100ppm=100·10-6

QiNH4Cl=CNH4Cl·Qmax=100·10-6·15.000=1,5m3/h

Se quiere que la concentración en el gas sea de 100 ppm y se supone que se trata de un

gas ideal.

p·V=n·R·T

p= 1atm ; V= 1.500L ; R=0,082 atm·L/mol·K ; T=303K

n=60,4 mol

PM(NH4Cl)=53,4 g/mol

QmasicoNH4Cl=3225,36g/h

ρNH4Cl=1.500kg/m3=1.500g/L

QNH4Cl=QmasicoNH4C/ρNH4Cl=2,15 L/h

105


Qdisolucion=QNH4Cl/0,25=8,6L/h

Gasto semanal=Qdisolucion·24h·7dias=1444,96 L

Gasto semanal considerado para el diseño = 1,5 m3

El deposito necesario para cumplir los parámetros de diseño debe tener una capacidad

mayor a 1,5 m3. Al tratarse de una sal neutra el deposito no necesitara ningún

recubrimiento especial.

Los tanques cilíndricos para el almacenamiento de líquidos a temperaturas próximas a la

presión atmosférica están normalizados según normas API y están fabricados en acero.

Los tanques normalizados están hechos en un rango discreto de combinaciones diámetro

y longitud. El tanque que mejor se adapta es

Capacidad(gal US) Diametro(“) Longitud(ft) Espesor(“) Peso(lb)

550 48 6 3/16 800

Tabla 5.28

La capacidad original del deposito es de aproximadamente 2,3 m3, con lo que se cumple

las necesidades semanales a parte de tener un margen de volumen disponible en caso de

que este fuera necesario.

106


5.5.2.Sistema de inyeccion de NH4Cl

5.5.2.1. Equipo de impulsión

Como se ha mencionado al principio el sistema estará formado por la bomba dosificadora

y las boquillas de aspersión. El parámetro de diseño principal para la linea es que el

equipo de el caudal necesario. Al ser un caudal tan pequeño la bomba instalada es de un

tamaño reducido. Por otro lado la bomba dosificadora deberá ser capaz de vencer la

perdida de carga introducida por la tubería de conexión a la lanza y el sistema

lanza/boquilla de aspersión. Estas perdidas se estiman que son bajas al circular el fluido a

velocidades relativamente bajas.

Gráfico 5.2

Como se puede ver en la curva , a caudales nominales de operación (8 L/h), la bomba da

una altura de 11 bar la cual es suficiente para vencer la perdida de carga introducida por

el sistema. Al ser el fluido a transportar una sal neutra no habrá problemas de corrosión

del equipo.

107

6 8 10 12 14 16 18 200

2

4

6

8

10

12

14

H vs Q

Q (l/h)

H (bar)


5.5.2.2.Boquillas de aspersión

Los parámetros de diseño para la elección de las boquillas de aspersión encargadas de la

creación/dispersión de gotas en la lineas son los siguientes: que sea capaz de dar el

caudal de operación y que su angulo de dispersión cubra el área del conducto principal.

El caudal que es capaz de suministrar la boquilla depende de la presión a la que llega el

fluido a la misma. El catalogo FULLJET de boquillas de aspersión estándar cubre un

amplio rango de capacidades para diferentes montajes y tipos de boquillas de cono lleno.

Para el presente proyecto se ha optado por la instalación de boquillas de aspersión

estándar en angulo, las cuales están recomendadas para la creación/dispersión de gotas

en reacciones químicas. Al tratarse de caudales pequeños la boquilla elegida es la de

menor diámetro y cubre ampliamente con las necesidades de inyección para presiones de

alimentación entre 0,4 y 10 bar (rango de datos del catalogo).

Diámetro de conexión (“) 1/8

Angulo de aspersión a 1,5 bar (º) 50

Angulo de aspersión a 6 bar (º) 46

Capacidad a 0,4 bar (L/min) 0,59

Capacidad a 10 bar (L7min) 2,6

Tabla 5.29

Imagen 5.1

108


Respecto al angulo de aspersión se tienen ángulos entre 50º y 46º, a partir de estos

ángulos el catalogo da unas coberturas teóricas para diferentes distancias desde el punto

de inyección. El diámetro de la linea principal es de 550 mm por lo que tiene un área de

0,24 m2.

109


5.6.Ventiladores de la linea principal

Se ha optado por la instalación de dos ventiladores en la linea principal para poder

controlar mejor el proceso. Los parámetros de diseño para la elección de los ventiladores

son el caudal y la altura que tienen que dar para el correcto funcionamiento de la linea.

Los caudales están especificados en la base de diseño (10.000 m3/h-15.000m3/h), para la

altura se han calculado las perdidas de carga introducidas por los diferentes accesorios y

los conductos de la linea principal.

Se ha optado por calcular las perdidas de carga de la tuberia mediante el método de las

longitudes equivalentes cuya formula es

hf=4f·(Leq/D)·(v2/2) ; v=18 m/s ; D=550 mm

4f(tablas)=0,016

Lcod=40 m ; Ncod=5 ; Leqcod=Ncod·Lcod=200 m

Leq=17+Leqcod=217m

hf=1.022,66 Pa

Las perdidas de cargas provocadas por válvulas de regulación, electrofitro y filtro de

mangas se han obtenido mediante tablas y son.

∆Pesp=100 Pa ; ∆Pff=2000 Pa ; ∆Pval=120 ; Nval=2

∆Ptot=∆Pesp+∆Pff +Nval·∆Pval+hf= 3362,66Pa

La perdida de carga introducida por el ESP ha sido sacada de la bibliografía, mientras que

para el FF se ha supuesto la perdida de carga limite de limpieza para asegurar una

operación estable durante todo el tiempo de funcionamiento. La perdida de carga de la

110


válvula ha sido calculada mediante el método de las longitudes equivalente para el caso

de Qmin, debido que la válvula de regulación introduce perdida de carga para la regulación.

Suponiendo que el gas se recibe a una presión de -200 mmca, la linea principal queda de

la siguiente manera

Imagen 5.2

Una altura de 3350 Pa seria suficiente para salvar la perdida de carga introducida en la

linea principal, para el caso que nos ocupa en este proyecto se ha optado por instalar

ventiladores de 4000 Pa de altura De esta manera se cubren los requisitos de perdida de

carga, junto con el caudal y los requisitos de: temperatura, corrosión y presión de

operación se ha elegido el siguiente ventilador.

Numero de polos 4

Velocidad (rpm) 1450

Q (m3/h) 15000

Peso (Kg) 540

ΔP (Pa) 4000

Tabla 5.30

111


El suministrador de estos ventiladores es la empresa FLÄKTWOODS que cuenta con una

amplia gama de configuraciones de ventiladores según los requisitos que se requieran.

Para cargas de polvo elevadas , como es el caso que ocurre en la linea principal, el

fabricante recomienda alabes en el rotor de la clase “S” los cuales son alabes con la hoja

de la pala envuelta adecuados para el manejo de aire cargado de polvo abrasivo y

oclusivo alcanzando eficiencias de hasta el 70%.Respecto al accionamiento del rotor en

este caso se ha escogido un accionamiento directo (clase 4). Tanto el ancho del rotor

como el diámetro del mismo están especificados en gráficas caudal vs ΔP por lo que

conociendo ambas especificaciones dadas por los requisitos de diseño se tiene que para

la linea principal el ancho del rotor es el de clase M y el diámetro del mismo es de 900mm.

Las siguientes características del ventilador son las relacionadas con su orientación y son

el sentido de giro del rotor y el angulo de descarga. El ventilador tiene una entrada axial y

la salida es tangencial, ambas referentes al rotor, y se han escogido los valores para su

orientación de “RD” (giro hacia la derecha) y angulo de descarga de 90º. Las ultimas

especificaciones técnicas están relacionadas con el material de construcción del

ventilador y el recubrimiento que lleva, se ha optado por un material de construcción

standard de acero AISI 304L (acero inoxidable) y un recubrimiento de epoxy anticorrosivo

para evitar posibles problemas de corrosión.

De esta manera los ventiladores elegidos de la linea principal tienen el siguiente nombre

comercial “4-MS-900-RD-90º-Adx-Epoxy”, en el anexo se incluye el catalogo del

fabricante en el que se pueden ver mas especificaciones técnicas del ventilador.

112


La curva de operación del ventilador es la siguiente

Gráfico 5.3

113

2 3 4 5 6 7 8 93200

3400

3600

3800

4000

4200

H vs Q

Q (m3/s)

H (

Pa

)


5.7.Dimensionado de válvulas de regulación

Para la elección de las válvulas de regulación de la linea principal es necesario conocer el

valor de Kvs que tenemos en la linea principal. En este caso se ha seguido el

procedimiento del libro “Control e Instrumentacion de Procesos Quimicos” para el calculo

de Kvs

Kvs=W/0,53·Y·√x·p1(bar)·ρ ; x=∆Pv/p1 ; Y=1-0,333·(x/Fk·xt) ; xt=0,38

Fk=1 ; ∆Pv=120 Pa ; p1=99.338 Pa

W=217,5 kg/min ; ρ=0,87 kg/m3

Kvs=12.765 m3/h

El parámetro p1 es la presión del gas a la entrada de la linea principal (-200 mmca), el

parámetro Fk esta relacionado con los valores de Cp y Cv del gas( Fk=(Cp/Cv)/1,4). El

factor x es la relación entre la perdida de carga introducida por la válvula y la presión a la

entrada de la misma. El valor de xt esta relacionado con la apertura de la válvula,

independientemente del diámetro, y son suministrados por el fabricante. Para el calculo

del Kvs se ha supuesto un valor de 0,38 que corresponde a un angulo de apertura de 60º

que se considera como el nominal de operación.

Se operara de la misma manera para la segunda válvula de la linea principal pero

cambiando los datos que sean necesarios.

Kvs=W/0,53·Y·√x·p1(bar)·ρ ; x=∆Pv/p1 ; Y=1-0,333·(x/Fk·xt) ; xt=0,38

Fk=1 ; ∆Pv=120 Pa ; p1=96.338 Pa

W=217,5 kg/min ; ρ=0,87 kg/m3

114


Kvs=12.700 m3/h

Con estos datos de Kvs hay que escoger las válvulas que tengan valores de Kvs que

cubran el valor calculado para una apertura de regulación de la válvula máxima, en este

caso ya que el Kvs ha sido calculado a partir del caudal máximo. Las válvulas del catalogo

del fabricante tienen valores máximos de regulación de 70º, por lo tanto el Kvs

correspondiente a 70º debe ser superior o igual al valor calculado. En este caso para una

válvula de 600 mm de DN se tiene un Kvs de 13.000 m3/h, por lo tanto es la adecuada

para regular la linea.

115


5.8.Válvulas y tuberías

La distribución de las válvulas y tuberías del proyecto se pueden clasificar en tres partes:

linea principal, linea de carbón activo y linea de NH4Cl. La linea principal es la de mayor

diámetro y consta de dos válvulas de corte ,para aislar la linea del proceso, y dos válvulas

de regulación encargadas de controlar el caudal que circula por el filtro híbrido. Debido a

la carga térmica del fluido que viaja en esta linea es necesario aislar las tuberías ya que

pueden producirse zonas de condensación o accidentes por quemaduras de los operarios

de la planta.

Con respecto a las dos lineas restantes, las tuberías no necesitara tener ningún

aislamiento ya que no se trabaja a alta temperatura. Ademas la naturaleza de los

reactivos hace que no sea necesario recubrir las tubería por dentro con algún material

especial.

Las válvulas que aparecen en la linea de inyección de carbón activo son de corte y

rotatoria. La válvula de corte se encarga de aislar el silo del sistema de inyección cuando

este no este en funcionamiento. La válvula de descarga es el primer elemento del sistema

de inyección y ayuda a la circulación del solido hacia el alimentador volumetrico.

En la linea de inyección de NH4Cl existen dos válvulas, una de vaciado y una segunda

válvula antiretorno. La válvula de vaciado es una válvula de atajadera instalada en el

fondo del tanque, la misión de la válvula sera poder vaciar el tanque en caso de que fuese

necesario para realizar operaciones de mantenimiento. La función de la válvula

antiretorno, colocada antes de la bomba de dosificación, sera la de mantener cebada

siempre la bomba para que esta no trabaje en vacío al activarse el circuito.

116

LISTA DE TUBERIASProyecto Hoja

Area:100 De

Planta Fecha

DN(mm)

Material PN Fluido Estado NºLinea Tramo Q(m3/h) P(bar) T (ºC) Aislamiento Nomenclatura

De Hasta Trabajo Diseño Trabajo Diseño Tipo Espesor

550 VPR Gas 11 Proceso C-1 15000 130 - - L1

550 VPR Gas 12 C-1 ESP 15000 130 - - L2

550 VPR Gas 13 ESP FF 15000 130 - - L3

550 VPR Gas 14 FF C-2 15000 130 - - L4

550 VPR Gas 15 C-2 Proceso 15000 130 - - L5

6 LPR Liquido 16 B1 L1 8,16·10-3 30 - - L6

50 AIR Gas 17 C3 L3 255 30 - - L7

Tabla 5.31

LISTA DE VALVULASProyecto Hoja

Area:100 De

Planta Fecha

DN MATERIAL TIPO CANTIDAD PN NOMENCLATURA LOCALIZACION

600 R Regulacion 2 8,5 V1,V2

600 R Todo o nada 2 10,3 V5,V6

150 R Todo o nada 1 10,3 V3

150 R Rotatoria 1 1 V4

6 R Antiretorno 1 V7

8 R Atajadera 1 V8

Tabla 5.32

USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS...

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