USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
CAPITULO 5
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USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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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USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
49
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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.
50
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
– 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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
Angulo con la vertical 35º
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
Angulo con la vertical 35º
Orificio de salida (mm) 300
Ancho (m) 2,5
Largo (m) 3
Altura (m) 1,3
Tabla 5.20
87
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
Angulo con la vertical 35º
Orificio de salida (mm) 300
Ancho (m) 2,5
Largo (m) 3
Altura (m) 1,3
Tabla 5.21
88
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
)
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
100
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
101
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
102
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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)
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
)
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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
USO DE AGENTES DOPANTES EN FILTROS HIBRIDOS Capitulo 5
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.
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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