ESCUELA POLITÉCNICA NACIONAL


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1 i ESCUELA POLITÉCNICA NACIONAL FACULTAD DE INGENIERÍA QUÍMICA Y AGROINDUSTRIA DESARROLLO DE UN MÉTODO PARA LA OBTENCIÓN DEL PODER CALÓRICO DE RESIDUOS AGROINDUSTRIALES COMBUSTIBLES EN UN HORNO DE ATMOSFERA CONTROLADA PROYECTO PREVIO A LA OBTENCIÓN DEL TÍTULO DE INGENIERO QUÍMICO JOSÉ LUIS MONTENEGRO QUILLUPANGUI DIRECTOR: ING. ERNESTO DE LA TORRE CHAUVÍN Quito, agosto 2013

2 Escuela Politécnica Nacional 2013 Reservados todos los derechos de reproducción ii

3 iii DECLARACIÓN Yo, José Luis Montenegro Quillupangui, declaro que el trabajo aquí descrito es de mi autoría; que no ha sido previamente presentado para ningún grado o calificación profesional; y, que he consultado las referencias bibliográficas que se incluyen en este documento. La Escuela Politécnica Nacional puede hacer uso de los derechos correspondientes a este trabajo, según lo establecido por la Ley de Propiedad Intelectual, por su Reglamento y por la normativa institucional vigente. José Luis Montenegro Quillupangui

4 iv CERTIFICACIÓN Certifico que el presente trabajo fue desarrollado por José Luis Montenegro Quillupangui, bajo mi supervisión. Ing.Ernesto de la Torre Chauvín DIRECTOR DE PROYECTO

5 v AUSPICIO La presente investigación contó con el auspicio financiero del Proyecto Semilla- EPN-Demex Pis 10-01, que se ejecuta en el Departamento de Metalurgia Extractiva.

6 vi AGRADECIMIENTOS Agradezco en primer lugar a Dios por poner un ángel como mi madre en mi camino, sin la cual no hubiera logrado ser lo que ahora soy. De igual manera doy gracias a mi padre y a mi hermano el cual ha sido un gran soporte a lo largo de mi vida. Un gran agradecimiento al ingeniero Ernesto de la Torre quien me brindo su amistad y su conocimiento para la realización de este proyecto de titulación, de igual manera a la familia del Demex por abrirme sus puertas y brindarme todo su apoyo, por eso gracias Magita, Verito, Evelyn, Don Klever, Inge Alicia y Inge Lozada. Una parte importante a lo largo del camino transcurrido para lograr cumplir mi meta de ser ingeniero fueron los grandes amigos que me rodearon durante todo este tiempo, a los cuales compartimos tristezas y alegrías por eso gracias Issac Meza (Joven Potter), Santiago Guerra (Panti), Rody Estrella (Ogy), Carlos Carrillo (Carly), Fidel Vallejo (Fidelito), Estefanía Mosquera (Mi hija), Danilo Guano (Enano), David Alvear (Oveja), Tamara Isch (Ridicula), Christopher Asimbaya (Toper), Hugo Castillo (Scrufy), Fernando Montero (Percho), Cristina Arroyo (Papi), Kathya Jarrín (Blacky), Rafael (Rafa). Mis amigos del Demex: Ivan Valdiviezo, Ricardo Montero y Xavier Toro.

7 i ÍNDICE DE CONTENIDO PÁGINA RESUMEN INTRODUCCIÓN xix xxi 1 REVISIÓN BIBLIOGRÁFICA Principios de la combustión y poder calórico Principios de la combustión Mecanismo de la combustión Fenómeno de llama Flujo de flama laminar Flujo turbulento de flama Pirólisis Combustibles y oxidantes Coeficiente λ de exceso de aire Principios del poder calórico Balance de masa y energía en estado transitorio para hornos de combustión Balance de masa para sistemas con y sin reacción química Balance de energía Balance de energía para sistemas sin reacción Balance de energía para sistemas con reacción Transferencia de calor Modelos matemáticos aplicados a balances térmicos Energía térmica aportada por la combustión Calor sensible del aire introducido al sistema Calor sensible de los productos y accesorios Energía térmica consumida y disipada Cálculo de las pérdidas por convección y radiación 40

8 ii 2 METODOLOGÍA Definición de un modelo matemático para el balance de masa, energía y transferencia de calor en estado transitorio, para el horno Nichols Desarrollo de una metodología experimental para determinar los parámetros del modelo Comparación del modelado matemático, con los datos obtenidos a partir de ensayos experimentales Aplicación del modelo validado para la determinación del poder calórico de residuos agroindustriales Análisis proximal Contenido de humedad Contenido de volátiles Contenido de cenizas Contenido de carbón fijo Ensayos con cuesco de palmiste Ensayos con aserrín de eucalipto Ensayos con polietileno virgen Ensayos con diesel comercial 54 3 RESULTADOS Y DISCUCIÓN Modelos matemáticos para el balance de masa, energía y transferencia de calor en estado transitorio para el horno nichols Balance de masa Transferencia de calor Balance de energía Determinación de los parametros del modelo para la realización de los ensayos Evaluación de la velocidad de calentamiento del horno y del exceso de oxígeno para los ensayos realizados sin carga de material 68

9 iii Evaluación del ensayo sin carga de material en la cámara de reacción del horno con un flujo de aire de 2 468,0 [pie 3.h -1 ] y 46,17 [pie 3.h -1 ] de glp (ensayo b) Resultados del balance de masa Resultados del balance de energía y transferencia de calor Comparación del modelo matemático con los datos obtenidos experimentalmente Modelados utilizados por programa comsol multiphysics Parametros ingresados en el programa comsol multiphysics Comparación entre los valores obtenidos con el modelado matematico con los del programa comsol multiphysics Aplicación de del modelado validado para la determinación del poder calórico de residuos agroindustriales Ensayos con cuesco de palmiste Ensayos con aserrín Ensayos con polietileno Ensayos con diesel CONCLUCIONES Y RECOMENDACIONES Concluciones Recomendaciones 102 BIBLIOGRAFÍA 103 ANEXOS 107

10 iv ÍNDICE DE TABLAS Tabla Clasificación de los procesos de pirólisis y condiciones de operación 14 Tabla Electronegatividad de varios elementos 16 Tabla Tabla Atmósfera en la que ocurre la combustión según el coeficiente lambda de exceso de aire 17 Factor de emitancia para algunas configuraciones comunes para hornos 30 Tabla Tabla Tabla Tabla Tabla Resultados del exceso de oxígeno en cada ensayo realizado sin material en la cámara de reacción con diferentes flujos de aire y GLP alimentados al horno 69 Resultados del balance de masa comparado con los obtenidos con el medidor de gases en base seca Orsat 71 Ecuaciones para el perfil de temperatura de la pared refractaria a las 0,5[h] 83 Pesos obtenidos para el análisis próximo para el ensayo con cuesco de palmiste 93 Resultados del análisis próximo para el ensayo con cuesco de palmiste 93 Tabla Resultados del poder calorífico inferior para el cuesco de palmiste 95 Tabla Resultados del poder calorífico calculado mediante otros métodos 96 Tabla Cantidades de cárbon fijo, cenizas, volatiles y humedad para el cuesco de palmiste 97 Tabla Resultados del análisis próximo para el ensayo con aserrín 97

11 v Tabla Resultados del poder calorífico inferior para el aserrín 99 Tabla Resultados del poder calorífico inferior para el aserrín 99 Tabla Resultados del poder calorífico calculado mediante otros métodos 99 Tabla A. 1. Tabla A. 2. Tabla A. 3. Tabla A. 4. Tabla A. 5. Tabla A. 6. Resumen de la base de datos para los ensayos sin carga de material con los flujos de 2 328,3 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP; 2 468,0 [pie 3 /h] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP; 1 962,9 [pie 3.h -1 ] de aire y 42,27 [pie 3.h -1 ] de GLP 109 Resumen de la base de datos de la temperatura de entrada y salida de los gases en la cámara de reacción para el ensayo sin carga de material con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP 111 Resumen de los datos de la temperatura de los gases en el interior de la cámara de reacción y la temperatura de la superficie de la pared refractaria en función del tiempo para el ensayo sin carga de material con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP 113 Resumen de los datos de la temperatura de los gases en el interior de la cámara de reacción y la temperatura de la superficie de la pared refractaria para el ensayo sin carga de material con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP 115 Resumen de los datos de los coeficientes de transferencia de calor por convección y radiación; y la energía transmitida por estos mecanismos hacia las paredes de la cámara de reacción para el ensayo sin carga de material con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP 117 Resumen de los datos de la densidad, viscosidad cinemática y velocidad de los gases en función del tiempo en la cámara de

12 vi reacción para el ensayo sin carga de material con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP 119 Tabla A. 7. Resumen de los datos del número de Prandtl y Reynolds para el ensayo sin carga de material con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP 121 Tabla A. 8. Tabla A. 9. Resumen de los datos para comparación de los valores obtenidos con el modelado matemático y el programa Comsol Multiphysiscs para la temperatura de la superficie de la pared refractaria, para el ensayo sin carga de material con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP 123 Resumen de los datos para comparación de los valores obtenidos con el modelado matemático y el Comsol Multiphysiscs para el flujo de energía que ingresa a la superficie de la pared refractaria, para el ensayo sin carga de material con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP 124 Tabla A. 10. Resumen de los datos del perfil de temperatura en las paredes de la cámara de reacción del horno obtenidos con el programa Comsol Multiphysics desde las 0,5 a 2,5 [h], para el ensayo sin carga de material con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP 126 Tabla A. 11. Resumen de los datos del perfil de temperatura en las paredes de la cámara de reacción del horno obtenidos con el programa Comsol Multiphysics desde las 3,0 a 5,0 [h], para el ensayo sin carga de material con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP 127 Tabla A. 12. Resumen de los datos del perfil de temperatura en las paredes de la cámara de reacción del horno obtenidos con el programa Comsol Multiphysics desde las 5,5 a 7,5 [h], para el ensayo sin carga de

13 vii material con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP 128 Tabla A. 13. Resumen de los datos del perfil de temperatura en las paredes de la cámara de reacción del horno obtenidos con el programa Comsol Multiphysics desde las 8,0 a 10,0 [h], para el ensayo sin carga de material con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP 129 Tabla A. 14. Resumen de los datos del perfil de temperatura en las paredes de la cámara de reacción del horno obtenidos con el programa Comsol Multiphysics desde las 10,5 a 12,5 [h], para el ensayo sin carga de material con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP 130 Tabla A. 15. Resumen de los datos del flujo de energía a las paredes de la cámara de reacción del horno obtenidos con el programa Comsol Multiphysics desde las 0,5 a 2,5 [h], para el ensayo sin carga de material con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP 132 Tabla A. 16. Resumen de los datos del flujo de energía a las paredes de la cámara de reacción del horno obtenidos con el programa Comsol Multiphysics desde las 3,0 a 5,0 [h], para el ensayo sin carga de material con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP 133 Tabla A. 17. Resumen de los datos del flujo de energía a las paredes de la cámara de reacción del horno obtenidos con el programa Comsol Multiphysics desde las 5,5 a 7,5 [h], para el ensayo sin carga de material con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP 134 Tabla A. 18. Resumen de los datos del flujo de energía a las paredes de la cámara de reacción del horno obtenidos con el programa Comsol

14 viii Multiphysics desde las 8,0 a 10,0 [h], para el ensayo sin carga de material con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP 135 Tabla A. 19. Resumen de los datos del flujo de energía a las paredes de la cámara de reacción del horno obtenidos con el programa Comsol Multiphysics desde las 10,5 a 12,5 [h], para el ensayo sin carga de material con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP 136 Tabla A. 20. Resumen de los datos de la temperatura en función del tiempo, para el ensayo con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP y una carga de 500 y 300 gramos de aserrín 138 Tabla A. 21. Resumen de los datos de la temperatura en función del tiempo, para el ensayo con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP y una carga de 500 y 300 gramos de cuesco de palmiste 140 Tabla A. 22. Datos de temperatura y tiempo para el ensayo Tabla A. 23. Datos de temperatura y tiempo para el ensayo Tabla A. 24. Datos de temperatura y tiempo para el ensayo Tabla A. 25. Datos de temperatura y tiempo para el ensayo Tabla A. 26. Datos de temperatura y tiempo para el ensayo Tabla A. 27. Datos de temperatura y tiempo para el ensayo Tabla A. 28. Datos de temperatura y tiempo para el ensayo Tabla A. 29. Datos de temperatura y tiempo para el ensayo Tabla A. 30. Valores de las constantes para el cálculo de la viscosidad 179 Tabla A. 31. Valores de las constantes para el cálculo de la capacidad calorífica 179

15 ix Tabla A. 32. Caudal de aire efectivo que ingresa al horno 181 Tabla A. 33. Caudal de GLP que ingresa al horno 182

16 x ÍNDICE DE FIGURAS Figura Esquema del triángulo de combustión 1 Figura Esquema de la reacción de isomerización 4 Figura Oxidación de etano en un reactor de flujo turbulento 6 Figura Oxidación de propano en un reactor de flujo turbulento 7 Figura Llama laminar en un mechero bunsen 10 Figura Variación desde una llama laminar a una flama turbulenta en función de la altura y velocidad de flujo 12 Figura Calorímetro a volumen constante 18 Figura 1. 8 Calorímetro a presión constante 19 Figura 1. 9 Diagrama de un sistema compuesto por un horno Nichlos 20 Figura Proceso general en estado estacionario 22 Figura Diagrama de la combustión del carbón con el oxígeno 23 Figura Emisividad de la llama en función de la relación C/H 29 Figura Variación del coeficiente de convección y de radiación en función de la temperatura 32 Figura Perfil de temperatura en la pared de un horno 33 Figura Sistema elegido para el balance térmico de un horno 34 Figura Metodología para la determinación del balance de masa 43 Figura Metodología para la determinación de la transferencia de calor 44 Figura Metodología para la determinación del balance de energía 44

17 xi Figura Horno Nichols Herreshoff 45 Figura Metodología para determinar los parámetros del modelo 46 Figura Analizador de gases Ortsat 47 Figura Conexión de la DAQ NI-USB 9211A a la computadora 47 Figura Metodología para determinar los parámetros del modelo 48 Figura Materiales empleados 49 Figura Procedimiento para la aplicación del modelo matemático 52 Figura Carga del cuesco de palmiste en el horno 53 Figura Enfriamiento del material retirado del horno 53 Figura Frontera del sistema escogido para el análisis del balance de masa en el horno Nichols 55 Figura Sistema escogido para el cálculo de la temperatura de pared 58 Figura Figura Figura Figura Diagrama de flujo de la iteración para el cálculo de la temperatura de pared de la cámara de reacción del horno 65 Forma asumida de la cámara de reacción del horno con sus respectivas medidas 66 Variación de la temperatura en función del tiempo para los ensayos realizados sin material en la cámara de reacción con diferente flujo de aire y GLP. 70 Temperaturas de los gases a la entrada, salida, el interior y la superficie de la pared refractaria de la cámara de reacción para el ensayo realizado sin carga de material. 72

18 xii Figura Figura Figura Flujo de energía que ingresa y sale de la cámara de reacción para el ensayo realizado sin carga de material. 73 Variación de la energía acumulada por los gases en el interior de la cámara de reacción y del calor sensible entregado. 74 Comparación entre los coeficientes de transferencia de calor por convección y radiación en función de la temperatura para el ensayo realizado sin carga de material. 76 Figura Comparación entre los flujos de energía transmitidos hacia las paredes de la cámara de reacción por los mecanismos de convección y radiación en el ensayo sin carga de material. 77 Figura Variación de la densidad de los gases en la cámara de reacción para el ensayo sin carga de material. 77 Figura Variación de la velocidad de los gases en el interior de la cámara de reacción reacción para el ensayo sin carga de material. 78 Figura Variación de la viscosidad cinemática de los gases reacción para el ensayo realizado sin carga de material. 79 Figura Variación del número de Prandtl para el ensayo realizado sin carga de material. 80 Figura Variación del número de Reynolds de los gases en la cámara de reacción del horno para el ensayo realizado con carga de material. 80 Figura Variación de la temperatura en función del tiempo para establecer las ecuaciones de la temperatura de los gases utilizadas en el programa Comsol Multiphysics 83 Figura Perfil de temperatura para la pared refractaria hasta los 0,035[m] a las 0,5[h] del ensayo sin carga de material 84

19 xiii Figura Perfil de temperatura para la pared refractaria desde 0,035 hasta los 0,076[m] a las 0,5[h] del ensayo sin carga de material 85 Figura Ecuación del coeficiente de transferencia de calor por convección ingresada en el programa Comsol Multiphysics 85 Figura Ecuación del coeficiente de transferencia de calor por radiación ingresada en el programa Comsol Multiphysics 86 Figura Dimensiones de la geometría utilizada para la cámara de reacción en el programa Comsol Multiphysics 86 Figura Comparación entre la temperatura de pared refractaria calculada con el modelo matemático y la obtenida con el programa Comsol Multiphysics. 88 Figura Flujo de energía transmitida a la pared de la cámara de reacción obtenida con el modelado matemático y con el programa Comsol Multiphysics 89 Figura Flujo de energía transmitida obtenida con el programa Comsol Multiphysics a través de las paredes de la cámara de reacción durante la primera media hora 90 Figura Flujo de energía transmitida obtenida con el programa Comsol Multiphysics a través de las paredes de la cámara de reacción desde las 0.5 [h] hasta las 12.5 [h] 91 Figura Perfil de temperaturas obtenido con el programa Comsol Multiphysics para las paredes de la cámara de reacción durante la primera media hora 91 Figura Perfil de temperaturas obtenido con el programa Comsol Multiphysics para las paredes de la cámara de reacción desde las 0.5 [h] hasta las [h] 92

20 xiv Figura Comparación de las temperaturas entre el ensayo con 300g, 500g de cuesco y sin carga de material 94 Figura Comparación de las temperaturas entre el ensayo con 300g, 500g de aserrín y sin carga de material 98 Figura A. 1. Plano de la vista lateral del horno Nichols Herreshoff mono solera 142 Figura A. 2. Secuencia en el labview para especificar el sensor a utilizar para adquisición de datos de temperatura. 144 Figura A. 3. Secuencia para la especificación del tipo de termocupla y el canal en el cual está conectada 145 Figura A. 4. Secuencia para la visualización de los datos de temperatura en la pantalla del labview 146 Figura A. 5. Secuencia para la visualización de los datos guardados en el LabView 146 Figura A. 6. Secuencia para la exportación de los datos de temperatura al programa MSExcelTM 147 Figura A. 7. Navegador de modelos del programa Comsol Multiphysics 149 Figura A. 8. Generación de la geometría en el programa Comsol Multiphysics 150 Figura A. 9. Ingreso de los propiedas del material por medio de la librería, en el programa Comsol Multiphysics 150 Figura A. 10. Ajustes de contorno en el programa Comsol Multiphysics 151 Figura A. 11. Ingreso de ecuaciones en la ventana Constantes en el programa Comsol Multiphysics 151 Figura A. 12. Ingreso de los parámetros de resulocion en el programa Comsol Multiphysics 152

21 xv Figura A. 13. Representación de la distribución de temperatura obtenida en el programa Comsol Multiphysics 153 Figura A. 14. Perfil de temperatura conseguido en el programa Comsol Multiphysics 153

22 xvi ÍNDICE DE ANEXOS ANEXO I Resumen de los datos de temperatura y tiempo para los ensayos con los flujos de 2 328,3 pie3/h de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP; 2 468,0 [pie 3.h -1 ]de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ]de GLP; 1 962,9 [pie 3.h -1 ] de aire y 42,27 [pie 3.h -1 ]de GLP 108 ANEXO II Resumen de los datos de temperatura y tiempo de la temperatura de entrada y salida de los gases en la cámara de reacción para el ensayo con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP 110 ANEXO III Resumen de los datos de la temperatura de los gases en el interior de la cámara de reacción y la temperatura de la superficie de la pared refractaria en función del tiempo para el ensayo con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP 112 ANEXO IV Resumen de los datos de la energía acumulada por los gases en el interior de la cámara de reacción, del calor sensible cedido por los gases y la energía transmitida a las paredes en función del tiempo para el ensayo con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP 114 ANEXO V Resumen de los datos de los coeficientes de transferencia de calor por convección y radiación; y la energía transmitida por estos mecanismos hacia las paredes de la cámara de reacción para el ensayo con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP 116 ANEXO VI Resumen de los datos de la densidad, viscosidad cinemática y velocidad de los gases en función del tiempo en la cámara de reacción para el ensayo con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP 118 ANEXO VII Resumen de los datos del número de Prandtl y Reynolds para el ensayo con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP 120 ANEXOVIII Resumen de los datos para comparación de los valores obtenidos con el modelado matemático y el Comsol Multiphysiscs para la temperatura de la superficie de la pared refractaria y el flujo de energía que ingresa a esta, para el ensayo con un flujo

23 xvii 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP 122 ANEXO IX Resumen de los datos del perfil de temperatura en las paredes de la cámara de reacción del horno obtenidos con el programa Comsol Multiphysics, para el ensayo con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP 125 ANEXO X Resumen de los datos del perfil del flujo de energía en las paredes de la cámara de reacción del horno obtenidos con el programa Comsol Multiphysics, para el ensayo con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP. 131 ANEXO XI Resumen de los datos de la temperatura en función del tiempo, para el ensayo con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP y una carga de 500 y 300 gramos de aserrín 137 ANEXO XII Resumen de los datos de la temperatura en función del tiempo, para el ensayo con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP y una carga de 500 y 300 gramos de cuesco de palmiste 139 ANEXO XIII Plano de la vista lateral del horno Nichols Herreshoff mono solera 141 ANEXO XIV Tutorial para el manejo de la adquisición de datos (DAQ) 143 ANEXO XV Tutorial para el manejo del Programa Comsol Multiphysics 148 ANEXO XVI Hojas de datos de los ensayos 155 ANEXO XVII Ejemplo de cálculo 164 ANEXO XVIII Tablas utilizadas para las ecuaciones 178

24 xviii ANEXO XIX Tabla de las caídas de presión y flujo de aire y GLP que ingrese al horno 180

25 xix RESUMEN Se ha desarrollado un método para la obtención del poder calórico de residuos agroindustriales combustibles, en el horno de atmosfera controlada Nichols Herreshoff mono solera. Se realizaron ensayos con cuesco de palmiste, aserrín de eucalipto, polietileno virgen y diésel comercial como sustancia de referencia. Para la cámara de reacción del horno se definieron los modelos matemáticos del balance de masa, energía y transferencia de calor en estado transitorio. Se desarrolló la metodología experimental realizando tres ensayos, de los cuales, el que presentó los mejores parámetros fue el que tuvo un flujo de aire de 2 468,0 [pie 3.h -1 ] y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP con una cantidad de aire de exceso de 305,24 [mol.h -1 ], lambda de 1,95. Se midió el incremento de la temperatura en función del tiempo, que se obtuvo de los ensayos realizados con carga de material en comparación con el efectuado sin carga de materia, para lo cual fue necesario incorporar en un computador una tarjeta de adquisición de datos (DAQ) con sus respectivos softwares, a la cual se conectaron las termocuplas, ubicadas al ingreso y a la salida de la cámara de reacción. La DAQ permitió obtener bases de datos de la temperatura en función del tiempo en el programa MSExcelTM, en el cual, con la utilización de los macros se realizaron los cálculos correspondientes al modelado matemático planteado. Se utilizó el programa Comsol Multiphysics para encontrar el perfil de temperatura y el del flujo de energía en la pared refractaria y las paredes aislantes. Los valores obtenidos para la superficie de la pared refractaria se compararon con los conseguidos a partir del modelado matemático planteado. El poder calorífico promedio obtenido de los ensayos realizados con 500 y 300 [g] de cuesco de palmiste y aserrín de eucalipto fue de 4 780,89 [kcal.kg -1 ] y de 4 515,95 [kcal.kg -1 ] respectivamente. En los ensayos realizados con 15 [kg] para estos dos materiales se produjo una pirolisis, inmediatamente el material fue cargado al horno. El método motivo de este estudio no sirve para la determinación

26 xx del poder calorífico de sustancias con un gran porcentaje de material volátil combustible.

27 xxi INTRODUCCIÓN Las empresas agroindustriales producen residuos en grandes cantidades, algunos de los cuales son recursos potenciales con interesantes posibilidades de aprovechamiento, como material combustible, ya que un porcentaje de estos pueden ser recursos renovables menos contaminantes que los combustibles fósiles. Actualmente, se estima una contribución del 10% por parte de los combustibles, a partir de biomasa en el suministro primario de energía en el mundo, siendo en promedio del 5% en los países industrializados y cerca del 30% en los países en vías de desarrollo, dándose así la necesidad de obtener el poder calórico real para que puedan negociar de mejor manera sus residuos o utilizarlos en sus mismos procesos como combustibles. En el Ecuador, un ejemplo de la utilización de desechos agroindustriales como combustible, es el Ingenio Azucarero Valdez, ya que este cubre la mayor parte de energía interna quemando solamente biomasa (bagazo de caña) (Gómez, Klose y Rincón, 2008, pp. 1, 2; Brown, y Lam, 2008, p. 36). El presente trabajo contribuye a la realización de una nueva forma de obtención del poder calorífico, utilizando mayores cantidades de material que el utilizado por otros métodos, aproximándose así a un valor más cercano al obtenido en la industria. El poder calorífico se mide generalmente en un calorímetro adiabático utilizando para esto 1 [g] de material. Otra forma de medir el poder calorífico, es mediante el contenido de volátiles y carbón fijo obtenidos mediante el análisis próximo para el cual se utiliza la misma cantidad que el calorímetro. Las limitaciones de tomar un gramo de muestra para el análisis de su poder calórico son debido a que materiales con gran tamaño requieren mayores cantidades de muestra para que éstas sean representativas. Según la teoría de Pierre Gy, en el caso del cuesco de palmiste, que tiene una dimensión de 3 a 5 centímetros aproximadamente, una muestra representativa de este tipo sería de alrededor de 300 [kg] (Márquez, Cordero, Rodríguez y Rodríguez, 2001, pp.85, 86)

28 xxii Se conoce como poder calorífico superior, a la cantidad de energía que se desprende por la combustión completa de una unidad de masa o volumen de combustible, cuando los productos de la combustión son enfriados hasta que se produzca la condensación del vapor de agua, mientras que el poder calorífico inferior es la cantidad de energía liberada cuando no se produce la condensación del vapor de agua (Ráfols, Colas y Alabern, 2003, pp.11, 12).

29 1 1. REVISIÓN BIBLIOGRÁFICA 1.1 PRINCIPIOS DE LA COMBUSTIÓN Y PODER CALÓRICO PRINCIPIOS DE LA COMBUSTIÓN El fenómeno de combustión puede ser definido como una secuencia compleja de reacciones químicas entre el combustible y el oxidante, acompañadas con el desprendimiento de calor y luz, bien sea con llama o sin ella. Básicamente es un proceso químico en el cual el combustible es quemado en presencia de un oxidante, se le puede denominar combustión lenta si no existe presencia de llama, como en el caso de un cigarrillo y combustión rápida si existe la presencia de llama como en el caso de un cerrillo. Se debe tener en cuenta que no solamente las reacciones que utilizan al oxígeno como oxidante se pueden denominar reacciones de combustión, tal es el caso de la reacción conocida en la química inorgánica entre el hidrógeno y el cloro formando ácido clorhídrico con liberación de calor y formación de llama, tratándose por la tanto de una combustión (Castells, 2005, pp. 72, 73; El-Din Habik y El-Mahallawy, 2002, p. 1; Mishra, 2008, pp. 1,2). Energía de Activación Triángulo de Combustión Combustible Oxidante Figura Esquema del triángulo de combustión

30 2 Para que la combustión tenga lugar deben coexistir tres factores los mismos que son: presencia adecuada de combustible, presencia adecuada de oxidante y la energía de activación. Estos tres factores pueden ser representados en los vértices de un triángulo, como se muestra en la figura 1.1, teniendo en cuenta que si falta alguno de estos el proceso de combustión no podrá ocurrir (Mishra, 2008, pp. 1, 2). En el proceso de combustión también se ven involucrados los mecanismos de transferencia de masa, momento y calor los cuales rigen la reacción química. Para el estudio del fenómeno de combustión es de gran importancia considerar disciplinas como la termodinámica, la cinética de las reacciones, la dinámica de fluidos, etc. Razón por lo cual se puede concluir que la combustión es una materia multidisciplinaria (Mishra, 2008, pp. 1, 2) Mecanismo de la combustión Mecanismo de oxidación de hidrocarburos a bajas temperaturas.-el mecanismo de reacción a analizar ocurre en el fenómeno de llama fría, el cual resulta de experimentos realizados para determinar los límites de explosión, al contrario de las llamas convencionales, esta reacción no es vigorosa y produce poco calor, el mecanismo de esta reacción es el propuesto por Semenov y es el siguiente (Glassman, 1997, pp. 84, 85): RH O R HO (Iniciación) [1.1] R O ole ina HO [1.2] R O R O [1.3] RO RH ROOH R (Cadena de propagación) [1.4] R O R CHO R O [1.5] HO RH H O R [1.6] ROOH RO OH [1.7]

31 3 R CHO O R C O HO [1.8] RO Destrucción (Terminación de la cadena) [1.9] RH X R HX [1.10] RH O H R HOH [1.11] Este mecanismo de reacción sirve para hidrocarburos con pocos átomos de carbón desde 5 átomos de carbono hasta 1 átomo de carbono, para hidrocarburos con más de 5 átomos de carbono se añaden más pasos intermedios (Glassman, 1997, pp. 84, 85). Para la obtención de radicales R, la reacción de iniciación no es tan importante una vez que se produzcan otros radicales, ya que lo más importante es el ataque de radicales al combustible, obteniéndose la mayor tasa de ataques por los radicales hidroxilo, ya que la reacción de los radicales hidroxilo con el RH es altamente exotérmica debido a la creación de agua como producto, de esta manera se tiene las siguientes ecuaciones para la formación de radicales R, donde X representa cualquier radical(castells, 2005, p. 74; Glassman, 1997, pp. 84, 85): Alguna evidencia sugiere que la reacción de la ecuación 1.2 y la reacción de la ecuación 1.3 se producen en una compleja vía de reacciones como se muestra a continuación (Glassman, 1997, p. 86): R O R O R O H ole inas HO [1.12] R O En la ecuación 1.12 se observa que a baja temperatura y a presiones moderadas, parte importante del complejo se disocia nuevamente en reactivos y una pequeña parte se somete a la isomerización y subsecuentemente a la disociación en olefinas y HO. Otra pequeña fracción se estabiliza como R O, al aumentar la

32 4 temperatura se favorece la formación de olefinas, pero esto solo será importante a temperaturas superiores a los 1000 [K] (El-Din Habik y El-Mahallawy, 2002, pp. 29, 85; Glassman, 1997, p. 86). Una importante reacción de isomerización ocurre cuando existen grandes moléculas de hidrocarburos, al tener los hidrocarburos seis o más átomos de carbono esta reacción se convierte en una característica dominante en el mecanismo de cadena ocurriendo la reacción como se muestra en la figura 1.2. (Glassman, 1997, p. 87). Isomerización Ramificación de cadena Descomposición (reversa de b) Olefinas radical libre de cadena lineal Figura Esquema de la reacción de isomerización (Glassman, 2007, p. 87) La secuencia en el paso (d) de la reacción de isomerización, donde los números romanos indican los diferentes radicales de los hidrocarburos es el siguiente (Glassman, 1997, p. 87): R OOH O OR R OOH HOOR R OOH R R CO R CHO 2O [1.13] A continuación, se presenta el mecanismo de reacción del metano a baja temperatura, teniendo en cuenta que en el metano la energía para romper el primer enlace C-H es de 40 [kj] más que otros hidrocarburos, por lo que es más difícil una ignición de una mezcla metano aire que una mezcla de otro hidrocarburo con el aire (Glassman, 1997, pp. 90, 91).

33 5 CH O C H HO (Iniciación) [1.14] C H O CH O O H [1.15] O H CH H O C H (Propagación) [1.16] O H CH O H O HC O [1.17] CH O O HO HC O [1.18] HC O O CO HO [1.19] HO CH H O C H (Propagación) [1.20] HO CH O H O HC O [1.21] O H Destrucción [1.22] C H Destrucción (Terminación) [1.23] HO Destrucción [1.24] Mecanismo de oxidación de hidrocarburos a altas temperaturas.-el modelo expuesto por Frinstron y Westenber para la oxidación de hidrocarburos nos presenta 2 zonas (Glassman, 1997, p. 92). Una primera zona, en la cual los hidrocarburos inicialmente son atacados y reducidos a productos (CO, H 2, H 2 O) y a los radicales (H +,O -2, OH - ), dándose la formación de los productos intermedios en esta zona, y una segunda zona en la cual se produce una oxidación completa del CO y H 2 (Glassman, 1997, p. 95). Lo expuesto por Frinstron y Westenber fue confirmado por Princenton mediante un estudio en un reactor de flujo a altas temperaturas, este trabajo permite entender más detalladamente el mecanismo de oxidación a altas temperaturas (Glassman, 1997, p. 96). En las figuras 1.3 y 1.4 se muestran tres distintas zonas de combustión de hidrocarburos en un reactor de flujo: a) En la primera zona después de la ignición el combustible primario desaparece con poca o ninguna liberación de energía, en

34 6 esta zona se producen hidrocarburos insaturados e hidrógeno y un poco del hidrógeno es oxidado a agua. b) En la segunda zona, los compuestos insaturados son oxidados a monóxido de carbono e hidrógeno, de manera simultánea el hidrógeno es oxidado a agua. c) En la tercera zona, el monóxido de carbono formado se oxida a dióxido de carbono obteniéndose la mayor parte del calor de reacción. El CO no se oxida a CO 2 hasta que la mayor parte del combustible se ha consumido debido a la rapidez con la que el radical OH reacciona con el combustible (Castells, 2005, p. 74; El-Din Habik y El-Mahallawy, 2002, pp. 100, 101; Glassman, 1997, p. 96). Porcentaje de especies en moles Temperatura [K] Distancia desde la inyección [cm] Figura Oxidación de etano en un reactor de flujo turbulento (Glassman, 2007, p. 96) A continuación se presenta el mecanismo de reacción del metano a altas temperaturas (Glassman, 1997, p. 94): CH M C H H M [1.25] CH X C H XH [1.26] C H O CH O O [1.27] C H O H CO OH [1.28] CH O M H CO H M [1.29]

35 7 H CO X HCO XH [1.30] HCO M H CO M [1.31] C H C H C H [1.32] CO O H CO H [1.33] Porcentaje de especies en moles Distancia desde la inyección [cm] Temperatura [K] Figura Oxidación de propano en un reactor de flujo turbulento (Glassman, 2007, p. 97) Teniendo en cuenta que X pueden ser los radicales OH y O o átomos de H producidos por la disociación de H 2 O 2 a altas temperaturas, cuando X es el radical OH o átomos de H se producen moléculas de agua o hidrógeno molecular (Castells, 2005, p. 74; El-Din Habik y El-Mahallawy, 2002, pp. 100, 101; Glassman, 1997, p. 97). Los procesos de consumo del radical metil son muy lentos, razón por la cual estos radicales se acumulan y forman etano a través de una simple recombinación como se muestra en la ecuación La principal reacción para la destrucción de los radicales metil es la que se presenta en la ecuación 1.27 esta reacción es muy exotérmica, teniendo una energía de activación alta aproximadamente unos 120 [kj.mol -1 ]. Existen otras reacciones para la destrucción de los radical metil pero son consideradas de menor importancia en comparación con la ecuación 1.27

36 8 (Castells, 2005, p. 74; El-Din Habik y El-Mahallawy, 2002, pp. 100, 101; Glassman, 1997, p. 77) Fenómeno de llama La llama es un fenómeno que permite apreciar algunas de sus características directamente con los sentidos y puede ser descrita como una zona de reacción. Una mezcla de combustible y oxidante a temperatura y presión ambiental no reaccionará, pero si a esta mezcla se le añade una fuente de ignición esta fuente hará que se eleve la temperatura y se aumente el número de radicales, llevando a la mezcla de combustible y oxidante a una región de reacción explosiva, siempre y cuando la composición de la mezcla esté dentro de ciertos límites. Estos límites pueden ser llamados límites de inflamabilidad. Las llamas pueden ser estacionarias en un quemador y propagarse en el flujo del gas en el tubo del quemador o las llamas pueden propagarse libremente a través del gas que se encuentra inicialmente en reposo (Jarosinnski y Veyssiere, 2009, pp. 3, 4). Se entiende por límite de inflamabilidad, al punto en el cual una mezcla de combustible gaseoso con aire llega a ser inflamable. El porcentaje de combustible gaseoso en este punto es llamado límite inferior inflamable. Si se sigue añadiendo combustible hasta alcanzar una mezcla que ya no se quema, se alcanza otro punto, el porcentaje de combustible en este punto se lo conoce límite superior inflamable. El rango entre estos límites aumenta, al aumentar la temperatura de inflamación de la mezcla gaseosa o al aumentar la temperatura atmosférica. Coward y Jones propusieron un aparato para la determinación del límite de inflamabilidad, este aparato consiste de un tubo vertical de 51 [mm] de diámetro y 1.8 [m] de alto cerrado en la parte superior y abierto a la atmósfera en la parte inferior. Si la mezcla gaseosa es encendida en la parte inferior del tubo, si se forma una llama y esta se propaga a lo largo de todo el tubo hasta su parte superior, se dice que es una mezcla inflamable, si esta llama se extingue a lo largo del camino sin llegar a la parte superior, se dice que no es una mezcla inflamable. (Jarosinnski y Veyssiere, 2009, pp. 15, 16).

37 Flujo de flama laminar Muchos problemas prácticos de procesos de combustión pueden ser examinados de manera muy conveniente, mediante las condiciones controladas que provee una flama laminar, los datos de la estructura de la flama y la velocidad de combustión laminar en una flama premezclada, pueden ser muy útiles en el análisis de procesos fundamentales como la formación de NO x y hollín, la ignición, la formación de la flama y la extinción de la flama. A menudo la velocidad de combustión turbulenta, se presenta como una función de la velocidad de combustión laminar, en consecuencia una información pormenorizada de la velocidad de combustión laminar, espesor de la llama, temperatura de ignición, tasa de calor liberado y extinción de la llama en varios parámetros del sistema pueden ser utilizados como un valioso diagnóstico y diseño (El-Din Habik y El- Mahallawy, 2002, pp. 77, 78, 79, 80). En la figura 1.5, se puede observar una zona oscura, la cual corresponde a los gases no quemados, de igual manera se puede observar una zona luminosa, en esta zona se producen muchas de las reacciones y la liberación de energía, esta zona tiene un espesor inferior a 1 [mm], esta zona tiene temperaturas muy altas (Glassman, 1997, pp. 123, 124). La zona de reacción o zona luminosa, cambia según la proporción de combustible aire, en una mezcla hidrocarburo aire pobre en combustible aparece una profunda radiación violeta, la cual se debe a la excitación de los radicales CH, cuando la mezcla es rica en combustible aparece una radiación verde y es debido a la excitación de las moléculas de C 2, cuando los gases se encuentra a altas temperaturas se puede observar un resplandor rojizo, el cual se presenta debido a la radiación del CO 2 y el vapor de agua (Glassman, 1997, pp. 123, 124, 125). En la llama se puede considerar tres zonas, una zona de precalentamiento, una zona de reacción y una zona de recombinación, la zona de reacción está compuesta por una reacción de pirólisis y una zona donde los compuestos intermedios, CO y H 2 son consumidos. Para moléculas estables como el metano,

38 10 se puede producir una pequeña reacción de pirólisis o no se produce ninguna reacción de pirólisis durante el poco tiempo de residencia en la llama. Con la mayoría de hidrocarburos saturados, los fragmentos del combustible que dejan la zona de reacción son principalmente olefinas, hidrocarburos pequeños e hidrógeno (Glassman, 1997, pp. 124, 125). Gases quemados Zona luminosa Zona oscura Flujo de gas premezclado Figura Llama laminar en un mechero bunsen (Glassman, 2007, p. 124) La difusión de los radicales desde la zona de alta temperatura hasta la zona de reacción contra el flujo convectivo en la zona de precalentamiento, está dominada por los átomos de H, por lo que la reacción de la ecuación 1.34 se da fácilmente a bajas temperaturas formándose los radicales HO 2. Estos radicales forman peróxido de hidrogeno, que a las temperaturas de la zona de precalentamiento no se disocia. El peróxido de hidrogeno reacción en la zona de reacción formando radicales OH debido a las altas temperaturas que existen en esta zona (Glassman, 1997, pp. 124, 125). H O M HO H [1.34] La decadencia del combustible se debe al ataque de los radicales OH por que estos se encuentran en una gran concentración en la zona de reacción. En esta

39 11 zona, existe una región donde las moléculas intermedias del combustible son consumidas y el CO se transforma en CO 2 produciendo una gran liberación de energía. Las reacciones de recombinación también son muy exotérmicas pero la concentración de radicales recombinados es pequeña (Glassman, 1997, pp. 124, 125). La velocidad de combustión o velocidad de llama, es la velocidad a la que los gases no combustionados se mueven a través de la onda de combustión en dirección normal a la superficie de la onda (El-Din Habik y El-Mahallawy, 2002, pp. 100, 101; Glassman, 1997, pp. 124, 125) Flujo turbulento de flama Al ser los cálculos de la combustión turbulenta muy complejos, esta complejidad es simplificada y reducida por la asunción que la combustión turbulenta está comprendida de una serie de llamas laminares estables. Esta simplificación es lograda mediante el uso de medidas experimentales y la estimación de parámetros empíricos que incorporan la velocidad de reacción, dos de estos parámetros en una pre mezcla turbulenta son la velocidad laminar de combustión y el perfil de la velocidad de calor liberado contra la temperatura de la flama laminar. El concepto de llamas laminares estables cubre un régimen de combustión turbulenta, donde la química en comparación con los fenómenos de transporte es rápida. Conforme a este modelo, la flama turbulenta está compuesta por múltiples flamas laminares estables. Se asume que la estructura interna de las flamas laminares estables es unidimensional y dependiente del tiempo (El-Din Habik y El-Mahallawy, 2002, pp. 259, 260; Ramírez, Riesco, Gallegos, 2009, pp. 1275, 1274). La ventaja del modelo de llamas laminares estables constituye en poder incorporar en las flamas turbulentas los efectos reales de la cinética química, pero este modelo tiene una limitación, ya que solo puede ser utilizado para flamas con química relativamente rápidas, no se puede utilizar para capturar los efectos del

40 12 no equilibrio así como la ignición, la extinción de flama y la química lenta (Ramírez et al, 2009, pp. 1275, 1274). Una medida razonable del progreso de la difusión de la llama es su altura, tomando como ejemplo que la combustión se realiza en un tubo de diámetro constante y la llama asciende a la parte superior del tubo. Para un determinado tipo de combustibles y quemador, empezando con una pequeña cantidad de flujo, la altura de la llama aumenta al aumentar la cantidad de flujo, alcanzando un máximo y luego acortándose, poco antes que la altura máxima sea alcanzada, la llama empieza a parpadear en su parte superior. Este hecho separa la zona de flujo laminar con la zona de transición. Esta difusión, se termina solo unos pocos diámetros por encima del puerto quedando libre de fluctuaciones. A este punto la altura de la llama llega a ser independiente de la velocidad de flujo, pasando de una llama de transición a una llama turbulenta. Lo cual se observa en la figura 1.6. (El-Din Habik y El-Mahallawy, 2002, pp. 261, 262, 263). Difusión de flama laminar Región de transición Desarrollo de la flama turbulenta Altura Desarrollo del punto de quiebre Incremento de la velocidad de inyección Figura Variación desde una llama laminar a una flama turbulenta en función de la altura y velocidad de flujo (El-Din Habik y El-Mahallawy, 2002, p.262) El incremento de la velocidad de flujo, mantiene el punto de equilibrio a una distancia constante por encima del borde, la longitud de la llama cambia muy poco, acompañada de un aumento en el nivel de turbulencia o en la velocidad de mezclado (El-Din Habik y El-Mahallawy, 2002, pp. 261, 262, 263).

41 13 Al aumentar la turbulencia se aumenta la velocidad de consumo de masas de los reactantes o de las mezclas de reactantes, estos valores de consumo son superiores a los que se obtiene en una flama laminar. A grandes velocidades de consumo de masa, se incrementa la velocidad de liberación de energía química y por lo tanto la potencia disponible, por lo cual en la actualidad todas la centrales eléctricas operan con flujos turbulentos de la mezcla de oxidante y combustible. Otro ejemplo de la importancia de la turbulencia, surge con respecto al encendido de la chispa en los motores de combustión. A medida que las revoluciones por minuto aumentan, el nivel de turbulencia aumenta, por lo cual la velocidad de consumo de la mezcla aire-combustible se incrementa (Glassman, 1997, pp. 125, 126, 127) Pirólisis La pirólisis es un proceso en el cual ocurre una descomposición térmica de un material en ausencia de oxígeno o cualquier otro reactante que contenga oxígeno, pudiendo ser un paso previo a la incineración o a la gasificación. En este proceso, mediante un calentamiento en un ambiente libre de oxígeno, se produce la destrucción de sustancias orgánicas, dando como resultado de esta reacción fracciones gaseosas, liquidas y sólidas. La descomposición térmica se produce a través de una compleja serie de reacciones químicas, además de procesos de transferencia de masa y de calor (Sánchez, 2007, pp. 257, 258). La fracción gaseosa está compuesta por hidrogeno, metano, monóxido de carbono y diversos gases en menor proporción, esta fracción gaseosa puede ser convertida en energía. La fracción liquida está compuesta de alquitranes y aceites, que tienen un elevado potencial energético. La fracción sólida la cual contiene carbón fijo y los inertes del combustible. Este residuo puede ser utilizado para la elaboración de carbón activado o como combustible (Sánchez, 2007, pp. 257, 258).

42 14 Tipos de pirólisis.- Las principales materias primas que se utilizan en el proceso de pirólisis son agrícolas y forestales y los residuos sólidos urbanos, x en especial para la obtención de carbón y de carbón activado. Los procesos de pirólisis desde el punto de vista operativo, se los puede clasificar de la siguiente manera: a) Pirolisis carbonización, b) Pirólisis convencional, c) Pirólisis rápida (líquido) d) Pirólisis rápida gas. En la tabla 1.1 se presenta en forma resumida las condiciones de operación (Castillo, 2009, p.17; Noguéz, 2010, pp. 57, 58). En la carbonización se dan largos tiempos de residencia del sólido que pueden ir desde los 15 minutos hasta días, teniendo en cuenta que las temperaturas son relativamente bajas, alrededor de los 400 [ C]. De este proceso se obtiene condensables y carbón, siendo maximizado la producción de la fase sólida (Noguéz, 2010, pp. 368, 369). Tabla Clasificación de los procesos de pirólisis y condiciones de operación Proceso Tiempo de residencia del solido Velocidad de calentamiento Temperatura [ C] Producto principal Carbonización Hora-días Muy baja 400 Carbón vegetal Convencional 5-30 minutos Baja 600 Bio-oil, Char Rápida (Líquido) < 2 segundos Alta o muy alta 500 Bio-oil, productos químicos Rápida (gas) < 2 segundos Alta o muy alta >650 Gas, productos químicos (Noguéz, 2010, p. 368) En la pirólisis convencional los tiempos de residencia de los sólidos varían entre los 5 y 30 minutos, las temperaturas son moderadas entre los 500 y 600 [ C]. Los rendimientos obtenidos son similares de los tres productos (Noguéz, 2010, pp. 368, 369). Para la obtención de líquido se utiliza la pirólisis rápida en la cual los tiempos de residencia de los vapores en el reactor están entre los 0.5 y 2 segundos, las velocidades de calentamiento de la muestra están entre los [C.s -1 ] y la temperatura a la que se realiza la pirólisis está alrededor de los 500 [ C]. En esta pirólisis se produce un líquido conocido como aceite de pirólisis o bio aceite que

43 15 puede ser fácilmente transportado (Castillo, 2009, pp. 17, 18; Noguéz, 2010, pp. 368, 369). En el proceso de pirólisis para la obtención de gas se observan tiempos de residencia de los vapores y las velocidades de calentamiento similares a los utilizados en la pirólisis rápida para la obtención de líquidos, la diferencia radica que en esta pirólisis la temperatura debe ser superior a los 650 [ C] (Castillo, 2009, p. 17, 18; Noguéz, 2010, pp. 368, 369) Combustibles y oxidantes Los combustibles pueden ser considerados como una energía química potencial, siendo esta energía almacenada en la estructura molecular del compuesto, la misma que se libera por vía de una compleja reacción química (El-Din Habik y El- Mahallawy, 2002, p. 7). Algunos requerimientos básicos de los combustibles incluyen una alta densidad energética (contenido), alto calor de combustión (liberación), baja presión de vapor (volatilidad), no toxicidad (impacto ambiental) (El-Din Habik y El-Mahallawy, 2002, p. 7). Químicamente, el combustible puede ser definido como aquel que dona electrones en contraste el oxidante puede ser definido como aquel que acepta electrones. Esta propiedad de aceptar y donar electrones es conocida como electronegatividad. Siendo la electronegatividad, la capacidad que tiene el núcleo del átomo para atraer hacia si los electrones que forman parte del enlace químico. Esta propiedad de los elementos permite clasificarlo como combustible u oxidante. Los valores de electronegatividad de varios elementos se presentan en la tabla 1.2 (Mishra, 2008, pp. 4, 5). Al fijarse en la tabla 1.2 se nota que el elemento más electronegativo es el flúor, el compuesto F 2 O 3 es interesante ya que en este compuesto el flúor actúa como

44 16 oxidante y el oxígeno como combustible desmintiendo el conocimiento común de que el oxígeno es un oxidante. Los combustibles más utilizados son básicamente hidrocarburos y el oxidante más utilizado es el aire (Mishra, 2008, pp. 4, 5). Tabla Electronegatividad de varios elementos Elementos Electronegatividad Flúor 4,0 Oxígeno 3,5 Nitrógeno, Cloro 3,0 Bromo 2,8 Carbono, Azufre, Yodo 2,5 Hidrogeno, Fosforo 2,1 Boro 2,0 Berilio, Aluminio 1,5 Magnesio 1,2 Litio, Calcio 1,0 Sodio, Bario 0,9 Potasio 0,8 (Mishra, 2008, p. 4) Coeficiente λ de exceso de aire Este coeficiente sirve para caracterizar las proporciones de oxígeno o aire, permitiendo considerar la posibilidad de que la combustión ocurra con defecto o exceso de oxígeno o aire. Siendo este coeficiente una relación entre el oxígeno o aire real con el oxígeno o aire estequiométrico, como se muestra en la ecuación 1.35; en la tabla 1.3 se muestra los tipos de atmósfera en la cual se produce la combustión dependiendo del valor del coeficiente λ (Calventus, Carreras, Casals, Colomer, Costa, Jaén, Montserrats, Oliva, Quera y Roca, 2006, pp. 126, 127; Perry, 1992, pp. 9-42, 9-44). [1.35]

45 17 Tabla Atmósfera en la que ocurre la combustión según el coeficiente lambda de exceso de aire λ =1 Combustión en atmósfera neutra o combustión neutra λ>1 Combustión en atmósfera oxidante 0,4<λ<1 Combustión en atmósfera reductora Oxígeno y aire teórico para la combustión.-es la cantidad justa de oxígeno o aire que se necesita para producir la combustión completa del combustible, suponiendo que se produce una oxidación total del carbón, azufre e hidrógeno para obtener dióxido de carbono, dióxido de azufre y vapor de agua. Para este caso el factor lambda toma el valor de 1 produciéndose una combustión en atmósfera neutra. (Perry, 1992, pp. 9-42, 9-44) PRINCIPIOS DEL PODER CALÓRICO. El poder calórico de un combustible se lo define como la cantidad de energía producida por unidad de masa de combustible, si es sólido o líquido y por unidad de volumen si es gas. Para el caso del gas natural y los derivados del petróleo son una mezcla de gases, por lo que su poder calórico depende de la composición química de la mezcla de los hidrocarburos (Ráfols et al, 2003, pp. 11, 12). La cantidad de energía que se desprende en la combustión completa de una unidad de masa o volumen cuando los productos de la combustión son enfriados, sin que se llegue a la condensación del vapor de agua que contiene se conoce como poder calorífico inferior (Ráfols et al, 2003, pp. 11, 12). Generalmente se mide el poder calórico en una bomba calorimétrica, pudiendo darse el proceso a volumen constante o a presión constante. Si el proceso se realiza a volumen constante la bomba calorimétrica se llena con oxígeno, la bomba cerrada se la sumerge en un baño de agua con agitación, la muestra se

46 18 enciende eléctricamente, el calor producido por la reacción es absorbido por el agua y el calorímetro. Por el diseño del calorímetro se puede asumir que no existen pérdidas de calor a los alrededores, el aumento de temperatura que experimenta el agua es proporcional al calor que libera la reacción. En la figura 1.7 se muestra un calorímetro a volumen constante (Atkins, 2008, pp. 38, 39, 40; Chang, 2002, p. 213). Termómetro Alambre de ignición Agitador Cubierta del calorímetro Chaqueta aislante Agua Entrada para el O2 Bomba Recipiente de muestrea Figura Calorímetro a volumen constante (Chang, 2002, p. 213) Si el proceso se realiza a presión constante, se puede utilizar un calorímetro hecho con vasos de poliestireno como se muestra en la figura 1.8. La energía liberada por la reacción se controla por el cambio de la temperatura. Este tipo de calorímetros se pueden utilizar en reacciones de neutralización ácido-base y calores de disolución y dilución, al ser un proceso a presión constante el calor de reacción es igual a la variación de entalpia ( H), las mediciones son iguales al calorímetro de volumen constante ( H) (Atkins, 2008, pp. 38, 39, 40; Chang, 2002, p. 215). El poder calórico superior de los combustibles también se puede calcular mediante la ecuación empírica de Dulong que se muestra a continuación. En la ecuación de Dulong los contenidos de hidrógeno, carbono, oxígeno y azufre son

47 19 los obtenidos mediante el análisis elemental; el poder calórico se obtiene en [kj.kg -1 ] (Arnaldos, 2003, pp. 11, 12): 4, / [1.36] Donde: : : : : Contenido de carbono. Contenido de hidrógeno. Contenido de oxígeno. Contenido de azufre. Termómetro Vasos desechables de espuma de poliestireno Agitador Mezcla de reacción Figura 1. 8 Calorímetro a presión constante (Chang, 2002, p. 215) 1.2. BALANCE DE MASA Y ENERGÍA EN ESTADO TRANSITORIO PARA HORNOS DE COMBUSTIÓN El balance de masa es la determinación cualitativa y cuantitativa de los requerimientos de materia en un proceso industrial aplicando para esto la ley de

48 20 conservación de materia, la cual dice que La materia no se crea ni se destruye solo se transforma (Himmelblau, 2002, p. 141; Patiño, 2002, pp. 3,4,5). Para el balance de masa se debe especificar el sistema a ser estudiado; siendo un sistema una parte del universo la cual es aislada idealmente para efectuar su estudio, el cual debe estar delimitado por una frontera del sistema, pudiendo ser el sistema abierto o cerrado. Un sistema abierto es en el cual existe transferencia de masa entre el sistema y sus alrededores. Un sistema cerrado es en el cual no existe transferencia de masa entre el sistema y sus alrededores, la mayoría de procesos industriales se realizan en sistemas abiertos (Himmelblau, pp. 141, 142, 2002; Patiño, 2002, pp. 3, 4, 5). En la figura 1.9 se muestra el sistema comprendido por un horno Nichols mono solera, en el cual se tiene como flujos de entrada, el flujo de gas licuado de petróleo y el flujo de aire y como flujos de salida los gases productos de combustión y el aire que no reaccionó (Himmelblau, 2002, pp. 143, 144). Frontera del sistema Gas licuado de petróleo Aire Cámara de combustión Gases de combustión y aire no reaccionado Cámara de reacción Gases de combustión y aire no reaccionado Figura 1. 9 Diagrama de un sistema compuesto por un horno Nichlos Para realizar el balance de masa no interesan los detalles internos del sistema, sino únicamente del paso de materia a través del sistema y el cambio de la materia en el mismo. La ecuación 1.37 presenta la ecuación general del balance de masa (Himmelblau, 2002, pp. 143, 144).

49 21 Todos los términos del balance de masa tienen que estar en unidades de masa y no de volumen, ya que si los materiales que entran tienen diferente densidad y existen efectos de mezclas, los volúmenes de materiales no se podrán balancear (Himmelblau, 2002, pp. 143, 144). ó ó [1.37] Se refiere a estado transitorio cuando las cantidades y condiciones operativas del proceso cambian con el tiempo, siendo el tiempo la variable independiente, las variables dependientes como la concentración y la temperatura representan promedios globales que abarcan todo el volumen del sistema (Himmelblau, 2002, p. 604, 605). ó ó é é ó [1.38] La ecuación 1.38 puede aplicarse a la masa de una sola especie o la cantidad total de masa del sistema. De la ecuación 1.38 para un intervalo pequeño de tiempo t los términos de la ecuación pueden escribirse de la siguiente manera (Himmelblau, 2002, pp. 605, 606, 607, 608): ó / / [1.39] Donde: ρ A : Densidad del componente A. V: Volumen del sistema / / [1.40] Donde:

50 22 S: Área de la sección transversal perpendicular al flujo de materia. v: Velocidad del fluido en un ducto de sección transversal S. ó [1.41] Donde: : Velocidad neta de generación consumo del componente A debido a la reacción química. Transporte de Entrada Generación Transporte de Salida Consumo Figura Proceso general en estado estacionario La ecuación 1.38 queda de la siguiente forma: / / / / [1.42] Tomando los límites en ambos lados de la ecuación con un 0 se obtiene la ecuación diferencial. [1.43] Un análisis similar se realiza para el balance de energía obteniendo la ecuación 1.44 y / / / / [1.44]

51 [1.45] BALANCE DE MASA PARA SISTEMAS CON Y SIN REACCIÓN QUÍMICA. Para el caso de sistemas con reacción química se prefiere realizar un balance de masa de elemento, de este modo se puede evitar los términos de generación y consumo, tomando como ejemplo una combustión en estado estacionario del carbón con el oxígeno como se muestra en la figura1.11 (Himmelblau, 2002, pp. 176, 177). C O 2 Reacción de Combustión CO 2 Figura Diagrama de la combustión del carbón con el oxígeno Mientras que si no hay reacción química, los compuestos químicos como la masa total y los elementos individuales se conservan (Himmelblau, 2002, pp. 176, 177) BALANCE DE ENERGÍA El balance de energía es la determinación cualitativa y cuantitativa de los requerimientos de energía en un proceso industrial aplicando para esto la primera ley de la termodinámica, la cual dice que La energía no se crea ni se destruye solo se transforma (Himmelblau, 2002, pp. 389, 391, 392; Felder y Rousseau, 1999, pp. 320, 321). El balance de energía ayuda a determinar la magnitud de las diferentes manifestaciones de energía que intervienen en el proceso. La ecuación 1.46 tiene una validez universal porque no se ha podido encontrar excepciones en la

52 24 práctica. Solo se examinarán sistemas homogéneos, sin efectos de superficie a fin de realizar el balance de energía lo más sencillo posible y el balance de energía se aplicará desde un punto de vista macroscópico (Himmelblau, 2002, pp. 389, 391, 392). Un sistema tiene tres componentes de la energía total estos tres componentes son: La energía cinética: Es la energía que surge del movimiento del sistema (Felder y Rousseau, 1999, pp. 320, 321). La energía potencial: Es la energía debida a la posición del sistema (Felder y Rousseau, 1999, pp. 320, 321). La energía interna: Es la energía del resultado del movimiento de las moléculas o átomos es decir de su energía cinética, energía rotacional y vibracional, a las interacciones electromagnéticas, gravitacionales y nucleares (Felder y Rousseau, 1999, pp. 320, 321). ó í í í é é ó í í [1.46] El sistema puede intercambiar energía con sus alrededores en forma de calor (Q) o en forma de trabajo (W). Siendo el calor la energía que se transfiere como resultado de la diferencia de temperaturas entre el sistema y sus alrededores y el trabajo es la energía que se transfiere a cualquier cambio que no sea por diferencia de temperatura (Himmelblau, 2002, pp. 389, 391, 392; Felder y Rousseau, 1999, pp. 320, 321).

53 BALANCE DE ENERGÍA PARA SISTEMAS SIN REACCIÓN Para este caso la primera ley de la termodinámica se establece como se muestra en la ecuación Tomando en cuenta que los términos de acumulación, generación y consumo de energía son cero. (Felder y Rousseau, 1999, pp. 320, 321). í í é é [1.47] BALANCE DE ENERGÍA PARA SISTEMAS CON REACCIÓN Para este caso en el balance de energía se necesita calcular la variación de entalpia producida por la reacción química ( H r ) que se le conoce como calor de reacción, el cálculo del calor de reacción ( H r ) se explica a continuación (Felder y Rousseau, 1999, pp. 320, 321). En las reacciones químicas se produce un intercambio de energía en forma de calor, esta energía puede ser absorbida o liberada por la reacción. Conociéndose como reacción exotérmica cuando la energía es liberada y endotérmica cuando la energía es absorbida. La energías que intercambia el sistema en forma de calor es conocido como calor de reacción (García, Teijón, Olmo y Albendea, 1996, pp. 103, 102; Castells, 2005, pp. 77, 78). El calor absorbido o desprendido por una reacción dependen de la naturaleza del sistema, de la cantidad de sustancia reaccionante, y de la presión y temperatura del sistema (Chang, 2002, pp. 217, 218). El calor de reacción se obtiene por la variación de la energía interna cuando el proceso se realiza a volumen y temperatura constante y por la variación de la entalpía cuando el proceso se realiza a presión y temperatura constante (García et al, 1996, pp. 102 a 104).

54 26 Reacción exotérmica cuando U<0 o H r < ,2 [1.48] Reacción endotérmica cuando U>0 o H r > ,3 [1.49] Las reacciones químicas se realizan normalmente a presión atmosférica, es decir a presión constante por lo cual para los cálculos del calor de reacción se utiliza la variación de entalpía (García et al, 1996, pp. 103, 104). La variación de la entalpía que resulta de la formación de un mol de un compuesto a partir de sus elementos, a una presión de 1 atmosfera calor de formación o entalpía de formación. Por convenio se establece que el calor de formación de los elementos en su forma más estable es igual a cero. (Chang, 2002, pp. 216, 218, 219). Luego de definir a la entalpía estándar de formación, se define la entalpía estándar de reacción, a la cual se le define como la entalpía de una reacción que se realiza a 1 atmósfera. Para el cálculo de la entalpía estándar de reacción se puede utilizar la ecuación 1.50 (Chang, 2002, pp. 218, 219) ó [1.50] Donde n y m son los valores de los coeficientes estequiométricos, así, si se considera la siguiente reacción [1.51] Donde a, b, c, d son los coeficientes estequiométricos por lo que el calor de reacción estándar estará dado por la ecuación 1.52

55 27 ó [1.52] TRANSFERENCIA DE CALOR. En esta sección se toma en cuenta la transferencia de calor que se produce en el interior de un horno. En un horno hay un aporte de cierta energía calorífica por parte de la llama y los productos de la combustión a las paredes del horno y al producto a incinerarse, esta transmisión de calor se da principalmente por convección y radiación. Las paredes están generalmente a una temperatura superior a la del producto por incinerar y ceden a este una cantidad de calor por radiación. También se debe tomar en cuenta que cierta cantidad de calor se pierde con los gases calientes que salen del horno y a través de las paredes del horno. Del material a incinerarse, se debe tomar muy en cuenta la humedad ya que la eliminación de la misma puede demandar un gran porcentaje del calor aportado por el material al incinerarse (Castells, 2005, pp. 157, 158; Incropera y Dewitt, 1999, pp. 3, 5, 6, 8, 9). La trasmisión de calor se da por tres mecanismos principales, distintos por su naturaleza física los cuales se citan a continuación: a) conducción, b) convección, y c) radiación. En todos los procesos térmicos coexisten estos mecanismos de transferencia de calor, en muchos casos uno de estos predomina sobre el resto. En el caso de los hornos la conducción tiene un papel importante en las pérdidas de calor a través de las paredes y el calentamiento de los sólidos de gran masa, aunque los mecanismos más importantes de trasferencia de calor serán la convección y la radiación teniendo una serie de factores que potencian a estos dos mecanismos (Castells, 2005, pp. 158, 159; Tripler, 2003, pp. 589, 590).

56 28 Transferencia de calor por radiación.- Este fenómeno se produce debido a la propiedad que tienen los cuerpos a emitir permanentemente radiaciones. La radiación térmica es trasportada a través del espacio por medio de ondas electromagnéticas, por lo cual no necesita un medio de transporte, a diferencia de la convección y la conducción las cuales necesitan la presencia de un medio material (Castells, 2005, pp. 158, 159; Tripler, 2003, pp. 589, 590). La ecuación 1.52 muestra el intercambio neto por radiación desde la superficie expresada por unidad de área de superficie (Castells, 2005, p. 159). [1.52] Donde: A: Área de transferencia de calor. h r : Coeficiente de transmisión por radiación. T f : Temperatura de la flama. T p : Temperatura de la pared del horno. El coeficiente de radiación se calcula con la ecuación [1.53] Donde: σ: Constante de Stefan Boltzmann (5,67*10-8 Kcal/m 2 hk 4 ). Fa: Factor de forma Fe: Factor de emitancia Existen dos orígenes de la radiación en los productos de la combustión de sólidos: a) la radiación de la llama clara y de los gases y b) la radiación de las partículas de hollín de micras de tamaño en la llama luminosa (Balukal, 2001, pp. 101, 102, 103; Trinks Mawhinney, Shannon, Red y Garvey, 2004, pp. 46, 47, 48).

57 29 Los gases claros no siguen la ley de Stefan Boltzman, los únicos gases limpios que emiten o absorben una radiación apreciable son los gases que tienen tres o más átomos por molécula, como es el caso del CO 2, H 2 O y SO 2 una excepción es el CO, el cual emite poca radiación, gases como el O 2, N 2 y H 2 tienen una radiación despreciable. La radiación de los gases claros depende de la temperatura, de la presión parcial o el porcentaje en volumen de cada gas triatómico que esté presente y del espesor parcial de la capa del gas (Balukal, 2001, pp. 101, 102, 103; Trinks et al, 2004, p. 48). Figura Emisividad de la llama en función de la relación C/H (Trinks et al, 2004, p. 49) Los combustibles con altas relaciones de C/H (la mayoría son aceites y combustibles sólidos) tienen una mayor probabilidad de ser quemados con una llama luminosa, combustibles con baja relación de C/H (la mayor parte combustibles gaseosos) tienden a quemarse con llamas azules o claras; en la figura 1.12 se presenta la emisividad de la llama en función de la relación C/H. Las llamas de los combustibles sólidos pueden contener partículas de ceniza, las cuales pueden brillar añadiendo luminosidad a la llama. Con combustibles líquidos y gaseosos, la luminosidad de la llama usualmente se da por el brillo de las

58 30 partículas de hollín y carbón. Por experiencia se sabe que la transferencia de calor de una llama luminosa es mayor que la de una llama clara teniendo ambas la misma temperatura (Balukal, 2001, pp. 101, 102, 103; Trinks et al, 2004, pp. 48, 49). La tabla 1.4 puede ser utilizada para determinar el coeficiente de transferencia de calor por radiación (hr) para las situaciones más prácticas en los hornos (Trinks et al, 2004, p. 40). Tabla Factor de emitancia para algunas configuraciones comunes para hornos Configuración Superficie con emisividad e 1 rodeado por una larga superficie e 2 Superficie con emisivida e 1 rodeado por una pequeña superficie e 2 Planos paralelos con emisividad e 1 y e 2 con un espacio entre los planos siendo el espacio entre los planos más pequeño q cualquiera de los planos Esferas concéntricas o cilindros largos, con la relación de las área interior y exterior del esfera y cilindro siendo (S1/S2) con una superficie interna de e 1 y una superficie externa de e 2 Factor Fe e con reflejo de espejo: Con reflejo difuso: (Trinks et al, 2004, p. 40) Transferencia de calor por convección.- Este fenómeno se produce entre una superficie y un fluido en movimiento, la convección se compone de dos mecanismos el primero corresponde a la transferencia de energía debido al movimiento molecular y el segundo a la transferencia de energía debido al movimiento global o macroscópico del fluido. La convección puede ser natural cuando el movimiento del fluido se debe a la variación de la densidad causada por

59 31 la variación de la temperatura. La convección puede ser forzada cuando el movimiento del fluido se debe al efecto de fuerzas exteriores como ventiladores, bombas, etc. (Castells, 2005, pp. 158, 159; Incropera y Dewitt, 1999, pp. 5, 6, 7). El cálculo de la transferencia de calor por convección, se realiza con la ecuación que también es conocida como la ley de enfriamiento de Newton 1.54 (Castells, 2005, pp. 158, 159). Q Ah T T [1.54] Donde: h c : Coeficiente de transmisión de calor por convección. A: Área de transferencia de calor. T 1 : Temperatura del fluido caliente. T 2 : Temperatura del fluido frío. El coeficiente de transferencia de calor por convección en función del número de Nusselt se calcula según la ecuación 1.55; para el número de Nusselt existen relaciones empíricas para su cálculo. hc [1.55] Donde: : : Número Nusselt promedio. Longitud característica. k: Conductividad térmica de los gases. Al comparar las ecuaciones 1.53 y 1.54 se muestra que para el caso de la radiación las temperaturas están afectadas por la cuarta potencia, lo que indica que a altas temperaturas el mecanismo de transferencia por radiación es el que va a tener la mayor preponderancia. La variación de los coeficientes de transferencia de calor por convección y radiación, con respecto a la temperatura

60 32 se muestra en la figura Se puede observar que a altas temperaturas el coeficiente de trasferencia de calor por radiación tiene mayor importancia (Castells, 2005, pp. 158, 159). Figura Variación del coeficiente de convección y de radiación en función de la temperatura (Castells, 2005, p. 161) Transferencia de calor por conducción.- Este fenómeno se produce cuando existe un gradiente de temperatura en el seno de medios materiales compactos sin movimientos internos como en el caso de los sólidos, y se compone por el mecanismo de trasferencia de energía debido al movimiento molecular es decir a las interacciones entre átomos y moléculas (Castells, 2005, pp. 167, 168; Tripler, 2003, pp. 589, 590). Las pérdidas de calor a través de las paredes se da por el mecanismo de conducción, debido a que la temperatura del fluido al interior del horno es por lo general mayor que la temperatura ambiente (Castells, 2005, pp. 167, 168). Las paredes del horno están compuestas por ladrillos de material refractario y por ladrillos de material aislante. Las propiedades del material aislante y del material

61 33 refractario se presentan a continuación (Morales, 2005, pp. 197, 198, 199; Castells, 2005, pp. 167, 168): Los materiales refractarios son aquellos que resisten temperaturas cercanas a los [ C] sin fundirse ni deformars e, es decir que mantienen sus propiedades mecánicas. Este tipo de materiales tiene una elevada densidad y baja porosidad, los materiales refractarios acumulan mucho calor y son buenos conductores del mismo (Morales, 2005, pp. 197, 198, 199). Los materiales aislantes son aquellos que tienen una baja conductividad térmica, una baja densidad y una alta porosidad. Al tener una baja conductividad térmica la transferencia de calor se realiza de una manera muy lenta por lo que el material aislante disminuye las pérdidas de calor en los hornos (Morales, 2005, pp. 197, 198, 199; Castells, 2005, pp. 167, 168). Refractario Ti T1 T2 Aislantes T3 T T4 Figura Perfil de temperatura en la pared de un horno Para el caso de los hornos, sus paredes son una mezcla entre ladrillos de material refractario y ladrillos de material aislante. Por lo general los hornos tiene más de una capa de material aislante porque los materiales aislantes de alta temperaturas son muchos más caros que los de baja temperaturas. En la figura 1.14 se muestra un perfil de temperatura en la pared de un horno (Castells, 2005, pp. 167, 168).

62 34 Acumulación de calor.- Para el caso de hornos, la acumulación de calor se realiza en las paredes de refractario ya que todo el calor liberado dentro del horno se transmite a estas, para el cálculo del calor acumulado en las paredes del horno se utiliza la ecuación 1.56 (Varetto, 2011, pp. 29, 30). [1.56] Donde: V o : ᵞo: C o : T m : Volumen de las paredes refractarias del horno. Peso específico del material refractario. Calor especifico del material refractario. Temperatura media de las paredes. Si se tiene una acumulación de calor elevada, el poder calórico generado e irregular mejora para el proceso de incineración, debido a que la acumulación de calor elevada hace las veces de termorregulador (Castells, 2005, p. 169). 1.3 MODELOS MATEMÁTICOS APLICADOS A BALANCES TÉRMICOS Combustible Aire Chasis metálico Pared Refractaria Producto cerámico crudo Figura Sistema elegido para el balance térmico de un horno El proceso de cálculo de un balance térmico se presenta a continuación, el sistema para este balance térmico se presenta en la figura 1.15:

63 ENERGÍA TÉRMICA APORTADA POR LA COMBUSTIÓN La energía térmica aportada por la combustión se define como poder calórico inferior del combustible utilizado, dado el caso que el combustible tenga agua se deberá restar la cantidad de energía que se absorberá por la vaporización de la misma. El calor de vaporización del agua es de 595 [Kcal] por [kg] de agua a 0 [ C]. Por lo que la cantidad de energía aportada po r el combustible queda de la siguiente manera (David y Garapin, 1999, p. 258): Q m PCI %H O 595 [1.57] Donde: : Flujo de combustible. % : Porcentaje de agua en el combustible. : Poder calórico inferior. También se toma en cuenta el calor sensible de agua y los combustibles, estos calores sensibles dependen de (David y Garapin, 1999, p. 258): De la cantidad de combustible consumido por hora y del agua que contiene. De la temperatura a la que el combustible y el agua son introducidos a la instalación estudiada. De los calores volumétricos o másicos del combustible y del agua CALOR SENSIBLE DEL AIRE INTRODUCIDO AL SISTEMA. La entrada de aire al sistema no es directamente cuantificable en la mayoría de casos, debido a la multiplicidad de entradas parásitas de aire. El aire total

64 36 introducido consiste en una parte al aire necesario para la combustión completa del combustible y el exceso de aire introducido intencionalmente o no (David y Garapin, 1999, p. 258) La cantidad de aire necesaria para la combustión teórica depende de la composición del combustible utilizado. Mediante el factor lambda permite considerar si la combustión se da con exceso o defecto de aire. El factor lambda se puede calcular con la ecuación 1.58; en la cual el CO 2máximo se obtiene a condiciones normales de presión y temperatura (David y Garapin, 1999, p. 258): λ 1 á ó 1 [1.58] Donde: : Es el contenido máximo de CO 2 expresado en porcentaje, de los gases de combustión secos para el combustible dado, el cual se obtiene de la división de los [m 3 ] de CO 2 obtenidos por estequiometria de las reacciones de combustión para los [m 3 ] de la mezcla de los gases producto de la combustión, por cien. : CO 2 expresado en porcentaje, en comparación con los gases de combustión secos que se obtienen mediante el análisis de chimenea. ó : Expresado en [m 3.h -1 ] : Expresado en [m 3 /h] El volumen de aire introducido al sistema será: V λ volumen de aire neutro en lujo de volumen de combustible en m h El calor sensible del aire introducido al sistema es el siguiente: [1.59] Q V T Cv [1.60]

65 37 Donde: : Volumen de aire introducido al sistema expresado en [m 3.h -1 ] : Temperatura expresada en [ C] : Calor volumétrico a presión constante a la temperatura T [Kcal.m -3. C -1 ] El cálculo del calor aportado por el aire ignora la humedad contenida en el aire ambiente alimentado a la instalación. Por lo que se debe tomar en cuenta la misma, para lo cual se tomará en cuenta las presiones parciales del agua y del aire (David y Garapin, 1999, p. 261) P p, p,, [1.61] p, P p,, [1.62] Donde: :, :,, : Presión total Presión parcial del aire seco Presión parcial del vapor de agua. Para determinar el calor sensible del aire ambiente húmedo se debe calcular la masa de aire y la masa de vapor de agua contenidos en un [m 3 ] considerando las condiciones de temperatura y de humedad del aire ambiente estudiado (David y Garapin, 1999, p.261) La densidad de aire está determinada por: m,,, [1.63] La densidad del vapor de agua por: m,,,, [1.64] M m,, m, [1.65]

66 38 Donde: : Densidad de 1 [m 3 ] de mezcla, : Masa aire contenido en un 1 [m 3 ] de mezcla,, : Masa de vapor de agua contenido en un 1 [m 3 ] de mezcla : 273 [ C] : 273 C + temperatura de aire seco 1,293: Densidad de aire seco [kg.m -3 ] 0,804: Densidad del vapor de agua [kg.m -3 ] CALOR SENSIBLE DE LOS PRODUCTOS Y ACCESORIOS. Las capacidades calóricas de algunos productos y accesorios se presentan a continuación (David y Garapin, 1999, p. 259): Productos cerámicos crudos: 0.18 a 0.19 [Kcal.kg -1. C -1 ] Piezas refractarias cocidas: 0,20 a 0,22 [Kcal.kg -1. C -1 ] Chasis metálico: 0,11 a 0,12 [Kcal.kg -1. C -1 ] Para el cálculo del calor sensible se utiliza la siguiente fórmula (David y Garapin, 1999, p. 259): Q M T Cp [1.66] Donde: : Calor sensible total del accesorio : Peso del accesorio [kg] : Temperatura en [ C] : Capacidad calórica [Kcal.kg -1 ] Para los productos tomamos en cuenta el peso del producto seco, y en segundo lugar el peso del agua residual de secado. El cálculo del calor sensible se realiza de la siguiente manera (David y Garapin, 1999, p. 259):

67 39 Q peso del producto crudo seco T calor especí ico del producto [1.67] Q calor especí ico del agua Donde: % de agua en base seca T [1.68] : : Calor sensible del producto Calor de sensible del agua ENERGÍA TÉRMICA CONSUMIDA Y DISIPADA El calor sensible del gas proveniente de la combustión y del exceso de aire, constituye la suma de los calores disipados por cada uno de los componentes del gas que pueden ser el CO 2, el N 2 del aire de combustión, el O 2 en exceso, el vapor de agua, etc. El vapor de agua a considerar será el que ingresa con el aire a la combustión y el que contiene el producto (David y Garapin, 1999, p. 263). El calor sensible de los gases productos de la combustión se obtendrá multiplicando los volúmenes con los calores volumétricos a presión constante y la temperatura a la que se encuentren (David y Garapin, 1999, p. 263). El volumen de los componentes viene expresado por unidad de volumen o masa del combustible empleado, este puede ser conocido por la naturaleza del combustible o por el análisis hecho a la salida de la instalación (David y Garapin, 1999, p. 263). Con respecto al cálculo de los volúmenes N 2, O 2 en el exceso se debe multiplicar el consumo por hora de combustible por el volumen de aire neutro y por (λ-1) dando el volumen de aire en exceso, si a este volumen en exceso le multiplica por 0.79 se obtiene el volumen de N 2 y por 0.21 para el volumen de O 2 (David y Garapin, 1999, p. 263).

68 40 Para el volumen del resto de gases se procederá como se describe a continuación: CO 2 proveniente de la combustión: Volumen en [m 3 ] de CO 2 en los gases neutros secos por [m 3 ] o [kg] combustible * el consumo hora de combustible (David y Garapin, 1999, p. 263). N 2 correspondiente a una combustión neutra: Volumen en [m 3 ] de N 2 en el aire necesario para la combustión neutra por [m 3 ] o [kg] combustible * el consumo hora de combustible (David y Garapin, 1999, p. 263). H 2 O proveniente de la combustión: Volumen en [m 3 ] de H 2 O en los gases neutros secos por [m 3 ] o kg combustible * el consumo hora de combustible (David y Garapin, 1999, p. 263) CÁLCULO DE LAS PÉRDIDAS POR CONVECCIÓN Y RADIACIÓN Aunque las pérdidas por convección y radiación se obtienen habitualmente por un balance resumido, por la diferencia entre la energía total aportada al sistema y la energía utilizada o disipada. El cálculo debe efectuarse a partir de la medida de la temperatura de la pared de la instalación y de la temperatura de la atmósfera, estos dos parámetros pueden variar de un punto a otro de la instalación (David y Garapin, 1999, p. 264). Los intercambios entre las paredes y los gases por convección y radiación se rigen por leyes complejas, se utilizan solo las fórmulas que permiten el cálculo con la suficiente aproximación de los valores del flujo de calor transmitido al aire ambiente del entorno (David y Garapin, 1999, p. 264). El coeficiente de transferencia de calor por convección α expresado en [kcal. h -1. C -1. m -2 ] se puede obtener a partir de la siguiente fórmula (David y Garapin, 1999, p. 264):

69 41 α p T T. [1.69] Donde: : 2.15 para una superficie horizontal con un flujo de aire ascendente : 1.13 para una superficie horizontal con un flujo de aire descendente : 1.59 para una superficie vertical. : Temperatura de la pared de la instalación : Temperatura del aire ambiente del entorno. El flujo de calor ϕ, cantidad de energía transmitida por unidad de superficie, en [Kcal.h -1.m -2 ] es (David y Garapin, 1999, p. 264): α T T [1.70] Cuando la pared caliente es ventilada por una corriente de aire, se debe realizar una corrección teniendo en cuenta la velocidad del aire como se muestra a continuación (David y Garapin, 1999, p. 264): α p V T T. [1.71] Donde: : Es la velocidad de circulación en [m.s -1 ] Para la transferencia de calor por radiación la emisividad ε, expresada en [Kcal. h -1. C -1.m -2 ] se obtiene mediante la siguiente fórmula (David y Garapin, 1999, p. 264): ε C [1.72] Donde:

70 42 : 4.88 [kcal.h -1.m -2. C -4 ] : Expresadas en [K] El flujo de calor µ por radiación en [Kcal.h -1.m -2 ] está dado por (David y Garapin, 1999, p. 264): μ T T [1.73]

71 43 2 METODOLOGÍA 2.1 DEFINICIÓN DE UN MODELO MATEMÁTICO PARA EL BALANCE DE MASA, ENERGÍA Y TRANSFERENCIA DE CALOR EN ESTADO TRANSITORIO. En la figura 2.1 se presenta el procedimiento para la definición del modelo matemático para el balance de masa; con las relaciones estequiométricas fueron calculadas las moles de oxígeno necesitado para la combustión completa del GLP y las moles de dióxido de carbono y agua formados. Balance de masa Límites del sistema analizado Reacciones de combustión entre el GLP y el aire Relaciones estequiometricas de las reacciones Flujos de másicos de entrada y salida al sistema Figura Metodología para la determinación del balance de masa En la figura 2.2 se observa el proceso para la obtención del modelo matemático para la transferencia de calor, en el sistema analizado fue establecida la dirección del flujo de energía entre los gases en el interior de la cámara de reacción y las paredes de esta.

72 44 Transferencia de calor Se definió el sistema analizado Se estableció Ecuación para el coeficiente de transferencia por convección Ecuación para el coeficiente de transferencia por radiación Relación empírica para el número de Nusselt Emisividad de los gases La energía transmitida de los gases a las paredes de la cámara de reacción La energía acumulada al inicio por los gases en el interior de la cámara de reacción Se determinó método iterativo para el cálculo de la temperatura de la pared refractaria y los coeficientes de transferencia de calor Figura Metodología para la determinación de la transferencia de calor Balance de energía Se estableció los límites del sistema analizado La energía con la que ingresan los gases La energía con la que salen los gases La energía transmitida hacia las paredes y al medio ambiente La energía liberada por el material analizado Se planteó un método de integración por diferencias finitas Figura 2. 3.Metodología para la determinación del balance de energía En la figura 2.3 muestra la metodología utilizada para el modelado matemático para el balance de energía. Con los tipos de energía considerados, se estableció

73 45 la base del modelo matemático del balance en la cámara de reacción del horno Nichols Herreshoff mono solera. 2.2 DESARROLLO DE UNA METODOLOGÍA EXPERIMENTAL PARA DETERMINAR LOS PARÁMETROS DEL MODELO. Para el desarrollo de la metodología se realizaron ensayos a nivel piloto en el horno Nichols Herreshoff mono solera de 15 [kg] de capacidad, como se muestra en la figura 2.4., en el cual empleó como combustible gas licuado de petróleo (GLP), se controló su atmosfera mediante el factor lambda λ (relación entre el aire alimentado al quemador y el estequiométrico que se necesitó para la combustión completa del GLP). Figura Horno Nichols Herreshoff El horno posee dos cámaras: 1) La cámara de combustión o cámara de fuego, donde se produjo la reacción de combustión del GLP con el aire y 2) La cámara de reacción donde se realizó la combustión del material que se quiere estudiar; ver anexo XIII.

74 46 La figura 2.5 nos muestra la metodología utilizada para determinar los parámetros del modelo. La termocupla se conectó mediante un cable de compensación a la DAQ NI-USB 9211A, para la utilización de la DAQ se instaló con anterioridad su driver y el programa LabView 8.5; la medición del oxígeno y dióxido de carbono se realizó con el medidor de gases en base seca orsat que se observa en la figura 2.6. Se conectó en la DAQ NI-USB 9211A la termocupla K ubicada a la salida de la cámara Se conectó la DAQ NI-USB al computador como se presenta en la figura 2.7 Se encendió el horno con el flujo de aire y GLP establecido para cada ensayo Se registró una base de datos de la temperatura y tiempo por medio de la DAQ NI-USB en el programa LabView Signal Expres, los datos de la base de datos fueron exportados al programa MSExcel TM Se apagó el horno luego de aproximadamente 9 horas Para cada ensayo fue establecido la cantidad de aire en exceso de la combustión entre el GLP y aire; y el ensayo que tuvo el incremento más rápido de temperatura durante el transcurso del tiempo Fue enfriado el horno por un periodo mínimo de 3 días antes de realizar otro ensayo Entre los ensayos realizados se comparó los resultados de exceso de aire y del incremento de temperatura para establecer cual presenta las mejores condiciones Figura Metodología para determinar los parámetros del modelo

75 47 Figura Analizador de gases Ortsat Figura Conexión de la DAQ NI-USB 9211A a la computadora

76 COMPARACIÓN DEL MODELADO MATEMÁTICO, CON LOS DATOS OBTENIDOS A PARTIR DE ENSAYOS EXPERIMENTALES. En la figura 2.8 se presenta el procedimiento que fue seguido para la comparación del modelo matemático con los datos obtenidos en los ensayos realizados en el horno. En el programa Comsol Multiphysics además de la temperatura de pared refractaria y la energía transmitida a las paredes se calculó los perfiles de temperatura y de flujo de energía en la pared refractaria y en las paredes aislantes. Se realizó un nuevo ensayo con el flujo de aire y GLP que presento la mayor velocidad de calentamiento y mayor cantidad de aire en exceso Se llevó a cabo el procedimiento descrito en la sección 2.2; aumentando la conexión de la termocupla K ubicada a la entrada de la cámara a la DAQ NI- USB, el ensayo duró aproximadamente 12 [h] Se registró una base de datos de la temperatura y tiempo por medio de la DAQ NI-USB en el programa LabView Signal Expres, los datos de la base de datos fueron exportados al programa MSExcel TM Se calculó la temperatura de la superficie de la pared refractaria y el flujo de la energía transmitida con los modelados matemáticos del balance de masa, energía y transferencia de calor en estado transitorio Se compraró estos valores con los obtenidos mediante el programa Comsol Multyphisics Se obtuvo con el programa los perfiles de temperatura y del flujo de energía en las paredes de la cámara de reacción Figura Metodología para determinar los parámetros del modelo Para los cálculos en el programa Comsol Multiphysics se necesitó ingresar en el programa los siguientes parámetros:

77 49 Una ecuación de la temperatura de los gases en función del tiempo. Una ecuación del coeficiente de transferencia de calor por convección y radiación en función de la temperatura de los gases en la cámara de reacción. Las medidas de la cámara de reacción, estas medidas fueron ingresadas como si la cámara fuera una pared plana vertical. La conductividad térmica y la densidad de la pared refractaria y las paredes aislantes. La temperatura inicial de la pared refractaria y aislante. 2.4 APLICACIÓN DEL MODELO DESARROLLADO PARA LA DETERMINACIÓN DEL PODER CALÓRICO DE RESIDUOS AGROINDUSTRIALES. A B C D Figura Materiales empleados Las materias primas que se utilizaron en los ensayos son las siguientes: A) Cuesco de palmiste (empresa TYSAYSA), B) Aserrín de eucalipto, C) Polietileno virgen, y D) Diésel como sustancia de referencia, los mismos que se presentan en

78 50 la figura 2.9. Antes de empezar los ensayos con las materias primas se realizó un análisis próximo para el cuesco y el aserrín ANÁLISIS PROXIMAL. Mediante este análisis próximo se determinó el contenido de carbón fijo, la humedad, el contenido de volátiles y el contenido de ceniza del cuesco y el aserrín Contenido de humedad Se procedió a pesar 1 gramo de muestra en un crisol previamente tarado, y se lo llevo a una estufa a 110 [ C] por el lapso de dos h oras luego de las cuales se enfrió en un desecador y se pesó. Para el cálculo del porcentaje de humedad se utilizó la ecuación 2.1 (En Shipman, 1987, pp. 24,25): %H 100 [2.1] Donde: % : Porcentaje de humedad : Masa inicial de muestra : Masa final de muestra Contenido de volátiles Luego de terminado el análisis de humedad se llevó el crisol a una estufa a 950 [ C] por 7 minutos después de lo cual se enfrío en un desecador y se pesó.

79 51 Para el cálculo del material volátil se utilizó la ecuación 2.2 (En Shipman, 1987, pp. 24, 25): %V 100 [2.2] Donde: % : : : Porcentaje de volátiles Masa inicial de la muestra. Masa final de muestra Contenido de cenizas Una vez finalizado el análisis de volátiles se procedió a realizar el análisis del porcentaje de ceniza para lo cual se llevó el crisol a una estufa a 950 [ C] por dos horas, terminadas las dos horas se enfrío el crisol en un desecador y se pesó. El porcentaje de cenizas se calculó utilizando la ecuación 2.3 (En Shipman, 1987, pp. 24,25): %C 100 [2.3] Donde: % : : : Porcentaje de ceniza. Masa inicial de la muestra. Masa final de muestra Contenido de carbón fijo El contenido de carbón fijo se calculó con la relación que se muestra en la ecuación 2.4 (En Shipman, 1987, pp. 24,25):

80 52 %C 100 %V %C [2.4] Donde: % : Porcentaje de carbón fijo ENSAYOS CON CUESCO DE PALMISTE. Se llevó a cabo el procedimiento descrito en la sección 2.4 hasta su cuarto paso aumentando la conexión de la termocupla K ubicada a la entrada de la cámara a la DAQ NI-USB Se cargó el cuesco en la cámara de reacción cuando la temperatura que registró la termocupla ubicada a la salida fue de 500 [ C] Se comparó la temperatura de salida del ensayo sin carga de material con la obtenida con carga de material, cuando estas dos sean iguales se apagó el horno Se retiró el material sobrante y se lo colocó en un recipiente Se tapó el recipiente y se lo enfrió inmediatamente con agua para frenar la reacción de combustión como se muestra en la figura 2.12 Se pesó el material sobrante para establecer si se consumió todo el carbón fijo Figura Procedimiento para la aplicación del modelo matemático Los ensayos se realizaron con 15 [kg], 0,5 [kg] y 0,3 [kg] de material. En estos ensayos, se midió el incremento de temperatura que se presentó con respecto al ensayo sin carga de material. En la figura 2.10, se presenta la metodología que fue seguida para los ensayos con cuesco de palmiste. Para la carga del cuesco, se apagó el agitador del horno y se abrió la compuerta superior ingresando rápidamente el cuesco como se muestra en la figura 2.11 y luego se cerró la compuerta.

81 53 Figura Carga del cuesco de palmiste en el horno Figura Enfriamiento del material retirado del horno

82 54 El poder calorífico se calculó mediante un método de diferencias finitas con los valores que se obtuvieron entre la cámara de reacción con carga de material y sin carga, para lo cual se utilizó los modelados matemáticos para el balance de masa, energía, transferencia de calor y la base de datos de las temperaturas en función del tiempo ENSAYOS CON ASERRÍN DE EUCALIPTO. Para el aserrín se llevo a cabo ensayos con 15 [kg], 0.5 [kg] y 0,3 [kg], en estos ensayos se siguió el mismo procedimiento realizado con el cuesco de palmiste ENSAYOS CON POLIETILENO VIRGEN. Los ensayos de polietileno se efectuaron con 15 [kg], 0,3 [kg] y 0.03 [kg], estos ensayos se desarrollaron de igual manera que el procedimiento descrito para el cuesco de palmiste ENSAYOS CON DIESEL COMERCIAL. Los ensayos con diesel se realizaron con los siguientes volúmenes: 1 [L], 0.05 [L] y 0.01 [L]. Para los cuales se siguió el mismo procedimiento utilizado para el cuesco de palmiste.

83 55 3 RESULTADOS Y DISCUSIÓN 3.1 MODELOS MATEMÁTICOS PARA EL BALANCE DE MASA, ENERGÍA Y TRANSFERENCIA DE CALOR EN ESTADO TRANSITORIO PARA EL HORNO NICHOLS. Para la obtención de los modelos matemáticos del balance de masa, energía y transferencia de calor en estado transitorio, se siguieron los procedimientos descritos en las secciones anteriores para cada uno de ellos BALANCE DE MASA El sistema escogido para el análisis fue el que se observa en la figura 3.1, donde solo se toma en cuenta la cámara de reacción del horno Nichols Herreshoff mono solera; ya que aquí se produce la combustión de los materiales analizados. Frontera del sistema Gas licuado de petróleo Aire Cámara de combustión Gases de combustión y aire no reaccionado Cámara de Reacción Gases de combustión y aire no reaccionado Figura Frontera del sistema escogido para el análisis del balance de masa en el horno Nichols Se consideró que el flujo de entrada al sistema fue una mezcla de los gases producto de la combustión del gas licuado de petróleo (GLP) con el aire, el exceso de oxígeno no reaccionado y el nitrógeno del aire; esta misma mezcla de gases son los que salen del sistema teniendo de esta manera un sistema en estado

84 56 estacionario; por lo que el balance de masa se estableció como se muestra en la ecuación 3.1. y 3.2. Masa que ingresa Masa que sale 0 [3.1] Masa que ingresa Masa que sale [3.2] Para el caso de los ensayos con carga de material, se debió aumentar el término de masa generada por la combustión del material cargado en la cámara de reacción del horno, obteniéndose la siguiente ecuación. Masa que ingresa Masa que sale Masa generada 0 [3.2] Las reacciones de combustión establecidas entre el gas licuado de petróleo (GLP) con el aire son las producidas entre el etano y el propano con el aire las cuales observan en la ecuación 3.1 y 3.2 respectivamente, debido a que se consideró la composición del GLP de 50% etano y 50% propano siendo este porcentaje volumétrico. La composición del aire se asumió de 79% nitrógeno y 21% de oxígeno. C H 5O 3CO 4H O [3.3] C H O 4CO 5H O [3.4] De las reacciones de combustión, se obtuvieron las siguientes relaciones estequiométricas para el cálculo de las moles de oxígeno necesitado para la combustión completa del GLP, y para las moles de dióxido de carbono y agua formados. Reacción del etano molesc H 5 moles O [3.5] molesc H 3 moles CO [3.6]

85 57 molesc H 4 moles H O [3.7] Reacción del propano molesc H moles CO [3.8] molesc H moles O [3.9] molesc H 5 moles H O [3.10] La fracción molar de cada compuesto se calculó con la ecuación [3.11] Donde: : : : Fracción molar del componente. Moles del componente. Moles de la mezcla gaseosa TRANSFERENCIA DE CALOR. Para el cálculo de la temperatura de pared mediante transferencia de calor el sistema escogido fue el formado por el gas en el interior de la cámara de reacción y las paredes de la misma, debido a que entre el gas y las paredes se produce la transmisión de calor como se muestra en la figura 3.2.

86 58 Mezcla de gases en el interior de la cámara de reacción Flujo de calor Pared de la cámara de reacción Figura Sistema escogido para el cálculo de la temperatura de pared Las ecuaciones para el cálculo de los coeficientes de transferencia de calor por convección y radiación, se presentan en las ecuaciones 3.12 y 3.13 respectivamente. hc [3.12] Donde: : : : : Coeficiente de transferencia de calor por convección. Número de Nusselt Conductividad térmica de los gases. Longitud característica. hr [3.13] Donde: : Coeficiente de transferencia de calor por radiación. : Constante de Stefan Boltzmann (4,9*10-8 [kcal.m -2.h -1.K -4 ]).

87 59 : : : Emisividad. Temperatura de pared del refractario [K]. Temperatura de los gases en el interior de la cámara de reacción [K]. La relación empírica escogida para el cálculo del número de Nusselt es para un flujo laminar en un ducto circular con temperatura de pared uniforme debido a la geometría del horno y a su baja velocidad; la misma que se presenta en las ecuaciones 3.14, 3.15, 3.16 y 3.17 (Udeanlinea, 2009, pp. 3, 4): Si /. 2 [3.14] Nu 1.86 Si /. [3.15] /. 2 [3.16] Nu 3.66 [3.17] Donde: : Número Nusselt promedio. L: Longitud del ducto. D: Diámetro interno del ducto. Re: Pr: u s : Número de Reynolds. Número de Prandtl. Viscosidad de la mezcla gaseosa a la temperatura de pared. u: Viscosidad de la mezcla gaseosa a la temperatura media del recinto.

88 60 El Cálculo del número de Reynols se efectuó con la ecuación 3.18: [3.18] Donde: V: Velocidad de los gases. D: Diámetro interno de la cámara de reacción. : Viscosidad cinemática de los gases a la temperatura media del recinto. La velocidad y la viscosidad cinemática se obtuvieron con las ecuaciones 3.19 y 3.19 respectivamente: [3.19] [3.20] Donde: : : : Flujo másico. Densidad a la temperatura media del recinto. Área de flujo μ: Viscosidad a la temperatura media del recinto. El cálculo del número de Prandtl se realizó con la ecuación [3.21] Donde: Cp: Capacidad calorífica a presión constante a la temperatura media del recinto. µ: Viscosidad a la temperatura media del recinto. k: Conductividad térmica a la temperatura media del recinto.

89 61 Para el cálculo de la densidad, se utilizó la ecuación general de los gases, mientras que para la viscosidad, capacidad calorífica y conductividad térmica las relaciones empíricas que se presentan en las ecuaciones 3.23, 3.24 y 3.25; las constantes de las ecuaciones 3.23 y 3.24 se presentan en el anexo XVIII. [3.22] Donde: P: Presión de la mezcla gaseosa [atm] Pm: Peso molecular [kg.kmol -1 ] R: Constante universal de los gases [atm.m 3.kmol -1.K -1 ] T: Temperatura de la mezcla gaseosa [K] μ [3.23] / 4 / [3.24]... 1, ,0 [3.25] Donde: A, B, C, D, C1, C2,C3,C4 y C5: Constantes T: Temperatura [K] Pm: Peso molecular µ: Viscosidad en [Pa.s] Cv: Capacidad calorífica a volumen constante [J.kmol -1 K -1 ] Tr: Temperatura reducida T/Tc Tc: Temperatura critica [K] La emisividad de los gases fue estimada como un medio de la emisividad máxima utilizando para esto la figura 1.12, en la cual se necesitó la relación C/H para la

90 62 cual se tomó el valor de 8 y la luminosidad de la llama; la emisividad se presenta en la tabla 3.1. Tabla 3.1. Emisividad estimada para la mezcla gaseosa presente en la cámara de reacción Emisividad de los gases BALANCE DE ENERGÍA. Para el cálculo de la temperatura de pared, se realizó el balance de energía en los gases al interior de la cámara de reacción obteniendo la ecuación 3.26 para los ensayos sin carga de material. Energía acumulada Energía cedida Energía transmitida por los gases que en los gases que se [3.26] al entorno encuentran transitan en el interior La ecuación 3.26 se escribió de la manera que se presentan en la ecuación 3.27: Ar h h T T Q Q A [3.27] Donde: Ar: Área de transferencia de calor. Tpr: Temperatura de la pared refractaria. Tg: Temperatura de los gases en el interior de la cámara Qge: Energía con la que ingresan los gases a la cámara. Qgs: Energía con la que salen los gases de la cámara. Acg: Acumulación de energía en los gases que se encuentran en el interior de la cámara. Para el cálculo del término Acg se utilizó la ecuación que se observa a continuación:

91 63 A M C [3.28] Donde: Mg: Masa de los gases que se encuentran en el interior de la cámara. Cpmg: Capacidad calorífica a presión constante de los gases. Tmg: Variación de la temperatura de los gases en un determinado intervalo de tiempo. t: Variación de tiempo. La energía de ingreso y de salida de los gases se calculó con las ecuaciones 3.29 y 3.30 respectivamente: Q m C Te [3.29] Q m C Ts [3.30] Donde:, :, :, : Flujo másico de la entrada y salida. Capacidad calorífica de la entrada y salida. Temperatura de la entrada y salida. El método de iteración utilizado para el cálculo de la temperatura de pared y los coeficientes de transferencia de calor se presenta a continuación: Se asumió una temperatura de pared del refractario (Tprasum). Con la temperatura de pared utilizando las ecuaciones 3.12 y 3.13 se calcularon los coeficientes de transferencia de calor por convección y radiación respectivamente. Se despejó la temperatura de pared de la ecuación 3.27 obteniéndose la ecuación 3.31, en la cual se remplazaron los valores de los coeficientes de

92 64 transferencia de calor por convección y radiación para obtener una temperatura de pared calculada (Tprcal). T T [3.31] Se comparó la temperatura de pared asumida con la temperatura de pared calculada, si su diferencia fue mayor a 0.001[K] la Tprcal pasó a ser la nueva Tprasum y se procedió a realizar nuevamente el método hasta aquí descrito. Si la diferencia es menor a 0.001[K] se finaliza el cálculo. El diagrama de flujo del método iterativo se observa en la figura 3.3. Para el cálculo del poder calorífico por un método de diferencias finitas, se consideró el sistema que se presenta en la figura 3.1 obteniendo las siguientes ecuaciones, tanto para el horno sin carga de material, como para el horno con carga de material. Balance sin carga de material: Energía que ingresa al sistema Energía que Pérdidas Energía sale de que se acumula [3.32] del sistema energía en el sistema Balance con carga de material: Energía que ingresa al sistema Energía que sale del sistema Energía que se genera en el sistema Pérdidas de energía Energía que se [3.33] acumula en el sistema

93 65 Inicio T =? e=0,4 / Re Pr Nu Nu K ; hc L L D hr σ e Tg Tpr Tg Tp ; A M C T T Q Q A Ar h h T T Si Fin No T T Figura Diagrama de flujo de la iteración para el cálculo de la temperatura de pared de la cámara de reacción del horno Para la realización del modelado matemático, se consideró a la cámara de reacción con una forma cilíndrica, como se observa en la figura 3.4., obteniendo así a la cámara de reacción con una geometría más sencilla para el cálculo de su temperatura de pared del refractario.

94 [m] 1.21 [m] [m] Figura Forma asumida de la cámara de reacción del horno con sus respectivas medidas La energía que ingresa al sistema es la aportada por la mezcla gaseosa, que entra a la cámara de reacción, la energía que sale es la que se llevan los gases al dejar la cámara por medio de la chimenea. La acumulación de energía se produjo en la pared refractaria y las aislantes, las pérdidas de energía fueron las intercambiadas con el medio ambiente y la generación de energía fue originada por el poder calorífico de los materiales analizados. La ecuación 3.32 puede ser escrita como se presenta a continuación: m Cp T m Cp T P A [3.34] Donde: ᵞge : Flujo de los gases a la entrada de la cámara.

95 67 ᵞgs : Flujo de los gases a la salida de la cámara Cp ge : Capacidad calorífica a presión constante de los gases a la entrada. Cp gs : Capacidad calorífica a presión constante de los gases a la salida. T ge : Temperatura de los gases a la entrada. T gs : Temperatura de los gases a la salida. ᵞ: Flujo de energía que pierde el horno con el medio ambiente. ᵞ: Acumulación de energía en las paredes de la cámara En la ecuación 3.34 se desarrolló el término de acumulación obteniendo la ecuación m Cp T m Cp T P [3.35] Donde: Vr: ρ r : Cpr: dt r : dt: Volumen de refractario. Densidad del refractario. Capacidad calorífica a presión constante del refractario. Diferencial de temperatura del refractario. Diferencial de tiempo. Luego se pasó el diferencial de tiempo al lado izquierdo de la ecuación 3.35, el flujo de energía que pierde el horno al derecho y remplazando los términos Vr*ρr*Cpr*dTr por el terminó de acumulación del refractario A sé obtuvo la ecuación que se muestra a continuación: m Cp T m Cp T dt A P dt [3.36] Para el caso del horno con carga de material a la ecuación 3.36 se aumentó el término del poder calorífico (ϕc) obteniendo la siguiente ecuación: m Cp T m Cp T Pc dt A P dt [3.37]

96 68 Para la ecuación 3.36 y 3.37 se consideró que los términos de la derecha y la temperatura de los gases de entrada a la cámara de reacción, sin carga de material, como con carga de material, son iguales dado que las dimensiones y propiedades del horno no cambiaron y la temperatura de la pared metálica del horno medida con una termocupla vario máximo en 0,5 [ C] entre los ensayos sin carga y con carga de material, restando ambas ecuaciones se obtuvo la ecuación m Cp T dt m Cp T dt Pc dt 0 [3.38] Despejando el poder calorífico, se obtuvo la siguiente ecuación con la cual se encontró el poder calorífico de los materiales analizados: Pc m Cp T dt m Cp T dt [3.39] 3.2 DETERMINACIÓN DE LOS PARAMETROS DEL MODELO PARA LA REALIZACIÓN DE LOS ENSAYOS La determinación de estos parámetros es de gran importancia, debido a que se necesitó establecer la cantidad adecuada de oxígeno para que todo el material reaccione y en especial no se produzca una pirólisis de su fracción volátil. Además de esto se necesita una velocidad de calentamiento del horno adecuada para que el ensayo se lo termine en menos de 12 horas EVALUACIÓN DE LA VELOCIDAD DE CALENTAMIENTO DEL HORNO Y DEL EXCESO DE OXÍGENO PARA LOS ENSAYOS REALIZADOS SIN CARGA DE MATERIAL. Para la evaluación de estos parámetros, se procedió a realizar tres ensayos en el horno Nichols Herreshoff mono solera sin cargar material en su cámara de

97 69 reacción, para lo cual se siguieron los procedimientos descritos en la parte experimental, los flujos de gas licuado de petróleo y aire con los cuales se realizaron los ensayos se presentan en la tabla 3.1, de la cual se estableció que el ensayo que presenta la mayor cantidad de aire en exceso y por ende el mayor lambda es el del ensayo B; ya que este posee el mayor flujo de aire que ingresa al horno. Tabla Resultados del exceso de oxígeno en cada ensayo realizado sin material en la cámara de reacción con diferentes flujos de aire y GLP alimentados al horno Ensayo Flujo de aire Flujo de GLP Exceso de oxígeno Lambda (pie 3.h -1 ) (pie 3.h -1 ) (mol) λ A 2 328,3 46,17 269,82 1,83 B 2 468,0 46,17 305,24 1,95 C 1 962,9 42,27 204,24 1,70 La velocidad de calentamiento se estableció a partir de la figura 3.5, en la cual se observa que la mayor velocidad de calentamiento representada por el aumento de la temperatura en función del tiempo se tiene en el ensayo A. De igual manera, se muestra que el flujo de GLP para el ensayo A y B es el mismo, pero la diferencia de la velocidad de calentamiento radica en que al poseer el ensayo B, la mayor cantidad de aire se perdió más energía para calentar la misma, por lo que su velocidad de calentamiento fue menor, la velocidad de calentamiento del ensayo C fue la menor debido a que este ensayo se lo realizo con el flujo de GLP más bajo teniendo una menor energía liberada por la reacción de este con el aire. Con base en la figura 3.5 y la tabla 3.1, se estableció que el mejor ensayo para las pruebas con carga de material y para la aplicación del modelado matemático es el B, ya que este posee una adecuada velocidad de calentamiento, que permite alcanzar una temperatura de 500 [ C] antes de las 3 horas en la cámara de reacción y la mayor cantidad de oxígeno en exceso, el cual reaccionó con el material que se cargó en la cámara de reacción.

98 Temperatura ( C) Tiempo (h) Ensayo A pie3/h aire y pie3/h GLP Ensayo B pie3/h aire y pie3/h GLP Figura Variación de la temperatura en función del tiempo para los ensayos realizados sin material en la cámara de reacción con diferente flujo de aire y GLP EVALUACIÓN DEL ENSAYO SIN CARGA DE MATERIAL EN LA CÁMARA DE REACCIÓN DEL HORNO CON UN FLUJO DE AIRE DE 2 468,0 [pie 3.h -1 ] Y 46,17 [pie 3.h -1 ] DE GLP (ENSAYO B) En esta sección se presentan los resultados del análisis realizado con los modelos matemáticos para el balance de masa, energía y transferencia de calor en estado transitorio antes descritos, para el ensayo sin cargaa de material; los cuales son muy importantes, ya que permiten establecer el comportamiento de la cámara de reacción del horno durante el ensayo Resultados del balance de masa Los resultados obtenidos con el modelado matemático para el balance de masa y los obtenidos con el medidor de gases Orsat, se observan en la tabla 3.2. Como

99 71 se estableció anteriormente no existió acumulación de masa en la cámara de reacción. Tabla Resultados del balance de masa comparado con los obtenidos con el medidor de gases en base seca Orsat Resultados Obtenidos con el modelado Resultados promedios obtenidos con el medidor de gases Orsat Moles de aire.h ,807 - Moles de glp.h -1 55,240 - Moles de etano.h -1 27,620 - Moles de propano.h -1 27,620 - Moles de CO2.h ,338 - Moles de H2O.h ,578 - Moles de O2 exceso.h ,462 - Moles de N2.h ,717 - %O2 9, %CO2 6,283 7 %H2O 8,078 - %N2 75,809 - El flujo molar mayor es del nitrógeno debido a que este no se consume en la reacción del gas licuado de petróleo con el aire, al comparar los porcentajes obtenidos con el modelado y con el medidor de gases orsat, existe una variación de un 1,171 y 0,717 % para el O 2 y CO 2 respectivamente. No se realizó la comparación del agua debido a que el Orsat es un medidor en base seca y no nos permite medir el porcentaje de este compuesto. De igual manera no se realizó la medición del monóxido de carbono, ya que el ensayo se realizó en atmosfera oxidante (lambda mayor a uno), con lo cual se tiene una combustión completa del gas licuado de petróleo por lo que no existió formación de este compuesto Resultados del balance de energía y transferencia de calor La variación de la temperatura en los flujos de entrada y salida de los gases en la cámara de reacción se muestran en la figura 3.6, donde la temperatura de

100 72 entrada, es mayor que la temperatura de salida de los gases en la cámara de reacción, esta diferencia se produjo debido a la energía que los gases entregan a las paredes de la cámara por convección y radiación durante el tiempo de residencia en la misma. La diferencia mayor se presenta durante la primera hora, ya que en este tiempo los gases entregan el mayor flujo de energía a la cámara, debido a que las paredes de esta se encuentran a bajas temperaturas Temperatura [K] Tiempo[h] Temperatura de los gases a la entrada de la cámara de reacción Temperatura de los gases a la salida de la cámara de reacción Temperatura de los gases en el interior de la cámara de reacción Temperatura de la superficie de la pared refractaria Figura Temperaturas de los gases a la entrada, salida, el interior y la superficie de la pared refractaria de la cámara de reacción para el ensayo realizado sin carga de material. La variación entre la temperatura de pared del refractario, obtenida mediante un método de iteración expuesto en la parte experimental y la temperatura de los gases en el interior de la cámara de reacción del horno, se observa en la figura 3.6. La temperatura de los gases se la consideró como la temperatura de entrada menos cien grados centígrados, ya que esta estimación fue la que presento un mejor resultado en el cálculo de la temperatura de la pared refractaria.

101 73 Siendo superior la temperatura de los gases, puesto que estos ceden energía a las paredes, al principio del ensayo esta diferencia es mayor y aproximadamente de 431 [K] disminuyendo conforme aumentó el tiempo hasta unos 29 [K]; debido al incremento de la acumulación de energía que se presentó, principalmente en la pared refractaria produciendo su aumento de temperatura; se asumió que toda la superficie de la pared refractaria se encuentra a la misma temperatura. El flujo de energía que ingresa a la cámara de reacción y el que sale observa en la figura 3.7. El flujo de salida es menor, debido a que los gases se enfrían durante su paso por la cámara de reacción, cediendo energía a las paredes de la misma. El flujo de energía entrante proviene de la reacción de combustión entre el gas licuado de petróleo y el aire que ocurre en la cámara de combustión del horno. Al calentarse esta cámara por el incremento en la acumulación de energía en sus paredes, produjo que el flujo de energía y la temperatura de entrada a la cámara de reacción aumentara. En los primeros minutos, se observa que esta diferencia es mayor que en el resto del ensayo, ya que se entrega una mayor cantidad de energía para calentar la cámara de reacción, que se encuentra a una baja temperatura Flujo de energia [J.h -1 ] Tiempo [h] Flujo de energia que ingresa a la camara de reaccion Flujo de energia que sale de la camara de reaccion Figura Flujo de energía que ingresa y sale de la cámara de reacción para el ensayo realizado sin carga de material.

102 74 Como se observa en la figura 3.8, la energía acumulada por los gases, que se encuentran en el interior de la cámara de reacción es despreciable en comparación al calor sensible entregado por los gases que ingresan. La energía acumulada se calculó con la ecuación 3.28, mientras que el calor sensible fue calculado de la resta de la ecuación 3.30 de la Al inicio del ensayo, esta energía acumulada tiene un valor mayor que el resto del ensayo, debido a que estos gases se encuentran a una baja temperatura (aproximadamente 21 [ C]). Al aumentar la temperatu ra de los gases, esta acumulación de energía desciende siendo en ciertos momentos cero. Debido a que la temperatura a la entrada de la cámara registrada por la termocupla en algunos tiempos disminuyo en un 0,0001 [ C], en ref erencia a la temperatura registrada en el tiempo anterior Energía [J.h -1 ] Tiempo [h] Acumulación de energía en los gases Calor sensible entregado por los gases Figura 3. 8 Variación de la energía acumulada por los gases en el interior de la cámara de reacción y del calor sensible entregado. El calor sensible también presenta un gran aumento al inicio del ensayo, por que en este periodo se necesita la mayor cantidad de energía para calentar las

103 75 paredes del horno y los gases que se encuentran al interior de la cámara de reacción. Luego de los 6 minutos se produce una disminución del calor sensible, durante el tiempo restante del ensayo, ya que cada vez la cámara de reacción se encuentra más caliente produciéndose una transmisión de calor menor hacia las paredes de la misma. Dado que la energía acumulada por los gases es despreciable, en comparación con el calor sensible entregado por los gases que transitan por la cámara de reacción. Se puede establecer que el calor transmitido hacia las paredes y de estas al medio ambiente igual al calor sensible entregado por los gases. En la figura 3.9 se muestra que el coeficiente de transferencia de calor por radiación (hr) presentó un incremento mayor en función de la temperatura de los gases que el coeficiente de transferencia de calor por convección (hc), debido a que es más dependiente de la temperatura. Como se muestra en la ecuación 3.13, el coeficiente de radiación depende de los valores de temperatura a la cuarta potencia, mientras que el coeficiente de convección forzada, como se analiza con las ecuaciones 3.12, 3.15 y 3.18, es dependiente de la velocidad de los gases, al tener bajas velocidades en los gases el coeficiente de convección forzada es despreciable al compararlo con el de radiación. De igual manera que en los coeficientes de transferencia de calor por convección y radiación, el flujo de energía transmitida por estos dos mecanismos que se observa en la figura 3.10, presentó una gran diferencia siendo despreciable la transmitida por convección. Por esta razón la energía transmitida por radiación se puede considerar que es la transmitida a las paredes y la acumulada en la masa gaseosa en los primeros minutos del ensayo, luego de las 5 horas esta energía tiene una tendencia más notable a la disminución por el calentamiento de la cámara de reacción.

104 Coeficiente de transferencia de Calor [Kcal. m-2.k - 1.h-1] Temperatura [K] Coeficiente de transferencia de calor por convección Coeficiente de transferencia de calor por radiación Figura Comparación entre los coeficientes de transferencia de calor por convección y radiación en función de la temperatura para el ensayo realizado sin carga de material. En la ecuación 3.22, se observa que la densidad de la mezcla gaseosa que se encuentra en el interior de la cámara de reacción, depende solamente de la temperatura, siendo inversamente proporcional a la misma, por lo que al producirse un gran aumento de temperatura se produjo una notable disminución en la densidad como se presenta en la figura Durante la primer media hora, luego de lo cual la velocidad disminuyó ya que no se presentó una variación alta en la temperatura.

105 77 Energía [kcal.h -1 ] Tiempo[h] Energía transmitida por convección Energía transmitida por radiación Figura Comparación entre los flujos de energía transmitidos hacia las paredes de la cámara de reacción por los mecanismos de convección y radiación en el ensayo sin carga de material. 0,50 Densidad [kg.m -3 ] 0,45 0,40 0,35 0,30 0, Tiempo[h] Figura Variación de la densidad de los gases en la cámara de reacción para el ensayo sin carga de material.

106 78 La velocidad de la mezcla gaseosa en la cámara de reacción presenta un aumentó durante el ensayo que se muestra en la figura 3.12; como se observa en la ecuación 3.19, esta variación es producida por la densidad debido a que el flujo másico y el área de flujo se mantuvieron constantes. La velocidad es inversamente proporcional a la densidad, por lo que al existir una disminución en esta aumentó la velocidad, las velocidades presentadas son muy bajas considerando que es una mezcla gaseosa, siendo inferiores a 0,5 [m.s -1 ]. En la ecuación 3.20, se observa que la viscosidad cinemática depende de la viscosidad dinámica y la densidad; la densidad disminuyó con el aumento de la temperatura, mientras que la viscosidad aumentó debido a que las fuerzas de cohesión se dilatan con el aumento de temperatura y originan un mayor choque entre moléculas, disminuyendo el movimiento entre ellas, produciendo un aumento en la viscosidad cinemática que se muestra en la figura ,45 0,40 Velocidad [m.s -1 ] 0,35 0,30 0,25 0, Tiempo [h] Figura Variación de la velocidad de los gases en el interior de la cámara de reacción para el ensayo sin carga de material. Durante el transcurso del ensayo se muestra una disminución pequeña desde 0,7114 hasta 0,7023 en el número de Prandtl, como se observa en la figura 3.14,

107 79 analizando la ecuación 3.20, este decrecimiento se presentó porque el término de la velocidad de difusión de calor (conductividad térmica) aumenta en mayor proporción que el término de velocidad de difusión de la cantidad de movimiento (capacidad calorífica por viscosidad); esta variación se encuentra en el rango esperado para los gases que es alrededor de 0,7, por lo que en este caso la transferencia de energía y momento por difusión son comparables (Incropera y Dewitt, 1999, pp. 318, 840, 841, 842, 843). 0, ,00016 Viscocidad cinemática [m 2.s -1 ] 0, , , , , Tiempo[h] Figura Variación de la viscosidad cinemática de los gases reacción para el ensayo realizado sin carga de material. En el caso del número de Reynolds, aunque existe un aumento en le velocidad de los gases en el interior de la cámara de reacción, este disminuye mientras transcurre el ensayo como se muestra en la figura 3.15, esto es debido a que el aumento en las fuerzas viscosas (viscosidad cinemática) es mayor que el aumento de las fuerzas inerciales (velocidad). Como se presenta en la ecuación 3.18, el número de Reynolds es inversamente proporcional a la viscosidad cinemática. El número de Reynolds varía desde un flujo turbulento Re > por un tiempo de 8,28 minutos siendo el valor máximo de 4 300,285, hacia la zona de

108 80 transición por el resto del ensayo < Re< 4 200, el valor menor presentado fue de 2 954,23 0,7120 0,7110 0,7100 0,7090 0,7080 Pr 0,7070 0,7060 0,7050 0,7040 0,7030 0,7020 0, Tiempo [h] Figura Variación del número de Prandtl para el ensayo realizado sin carga de material Re Tiempo [h] Figura Variación del número de Reynolds de los gases en la cámara de reacción del horno para el ensayo realizado con carga de material.

109 COMPARACIÓN DEL MODELO MATEMÁTICO CON LOS DATOS OBTENIDOS EXPERIMENTALMENTE. Esta comparación se realizó entre los resultados obtenidos con el modelado matemático, a partir de los datos experimentales de la temperatura, en función del tiempo y los obtenidos con el programa Comsol Multiphysics, para determinar la diferencia entre los dos MODELADOS UTILIZADOS POR PROGRAMA COMSOL MULTIPHYSICS El modelado matemático utilizado por el programa Comsol Multiphysics se describe a continuación (Torres y Grau, 2007, pp ): Para las condiciones de contorno para la pared de la cámara de reacción se utilizó la ecuación k T q h T T [3.40] Donde: k: Conductividad térmica de las paredes del horno [W.m -2.K -1 ] T: Temperatura de la pared del horno [K] q o : Flujo de calor entrante [W.m -2 ]. h: Coeficiente de transferencia de calor por convección y radiación [W.m -2.K -1 ]. T inf : Temperatura de la mezcla de los gases en el interior del horno [K] En el caso de las condiciones de los subdominios de la cámara de reacción se empleó la ecuación ρcp k T Q q T [3.41]

110 82 Donde: Cp: Capacidad calorífica a presión constante de las paredes del horno [J. kg -1. K -1 ]. T: Temperatura de la pared del horno [K] k: Conductividad térmica de las paredes del horno [W.m -2.K -1 ]. : Densidad de las paredes del horno [kg.m -3 ]. Q: Fuente de calor [W.m -3 ]. q s : Coeficiente de producción/absorción de calor [W.m -3.K -1 ]. : Diferencial de temperatura. : Diferencial de tiempo. En las ecuaciones 3.40 y 3.41 los términos q o, Q y q s tomaron el valor de cero al ingresar los parámetros en el programa Comsol Multiphysics. El nexo entre las ecuaciones 3.40 y 3.41 con el modelo matemático planteado, es la utilización de la suma de los coeficientes de transferencia de calor por convección y radiación en el término h en la ecuación 3.40 y la temperatura de los gases en el interior del horno, que fue la misma, tanto para las ecuaciones de esta sección como para el modelado PARAMETROS INGRESADOS EN EL PROGRAMA COMSOL MULTIPHYSICS En la figura 3.16 se presentan las ecuaciones de la temperatura de los gases al interior del horno en función del tiempo, utilizadas para los cálculos en el programa Comsol Multiphysics. Estas ecuaciones fueron ingresadas en la ventana llamada expresiones globales del programa; el análisis se lo realizó en dos partes: la primera hasta un tiempo de 0.5 [h] y la segunda desde las 0.5 [h] hasta las 12.5 [h], por una mayor facilidad para encontrar las ecuaciones de la temperatura que se acoplen mejor a los datos experimentales y realizar un análisis más profundo de lo sucedido al inicio del ensayo.

111 Temperatura[K] y = x x x y = 42415x x x x x Tiempo [h] Temperatura hasta las 0.5 [h] Temperatura desde 0.5 hasta 12.5 [h] Figura Variación de la temperatura en función del tiempo para establecer las ecuaciones de la temperatura de los gases utilizadas en el programa Comsol Multiphysics Tabla Ecuaciones para el perfil de temperatura de la pared refractaria a las 0,5[h] Aislante Aislante Propiedades Refractario 1 2 Conductividad térmica [W.m -1.K -1 ] 0,45 0,227 0,23 Densidad [kg.m -3 ] Capacidad calorífica[j.kg -1.K -1 ] Coeficiente de absorción /producción de calor [W.m -3.K ] Fuente de calor [W.m -3 ] Los valores de las propiedades de la pared refractaria y de las paredes aislantes utilizadas para los cálculos en el programa Comsol Multiphysics, se observan en la tabla 3.3. Al tener mayor capacidad calorífica las paredes aislantes necesitarán una mayor cantidad de energía, que la pared refractaria para ser calentadas, de

112 84 forma contraria la pared refractaria tiene una conductividad térmica mayor por lo que esta transfirió con mayor facilidad calor. Estos valores fueron ingresados en la ventana del programa llamada ajustes de subdominio. Debido a que el análisis en el programa Comsol Multiphysics se realizó en dos etapas, para la segunda se tuvo que plantear una ecuación del perfil de temperatura en las paredes de la cámara de reacción, ya que estas a las 0.5[h] se encuentran a una temperatura mayor a la inicial. Las ecuaciones se observan en las figuras 3.17 y Temperatura [K] y = -4E+06x x x + 566, ,0E+00 5,0E-03 1,0E-02 1,5E-02 2,0E-02 2,5E-02 3,0E-02 3,5E-02 4,0E-02 Distancia [m] Figura Perfil de temperatura para la pared refractaria hasta los 0,035[m] a las 0,5[h] del ensayo sin carga de material Para el caso de los coeficientes de transferencia de calor por convección y radiación, se utilizan las mismas ecuaciones para las dos partes del análisis las mismas que se presentan en las figuras 3.19 y Encontrándose una ecuación más simple para el coeficiente por radiación, puesto que este presenta menos dispersión en los datos.

113 y = -200,76x + 309,55 Temperatura [K] ,03 0,035 0,04 0,045 0,05 0,055 0,06 0,065 0,07 0,075 0,08 Distancia [m] Figura Perfil de temperatura para la pared refractaria desde 0,035 hasta los 0,076[m] a las 0,5[h] del ensayo sin carga de material 1,15 1,10 1,05 hc [kcal.m -2. h -1. K -1 ] 1,00 0,95 0,90 y = -9E-08x 2 + 0,0008x + 0,3033 0,85 0, Temperatura[K] Figura Ecuación del coeficiente de transferencia de calor por convección ingresada en el programa Comsol Multiphysics

114 hr [kcal.m -2. h -1. K -1 ] y = 2E-07x 3-0,0003x 2 + 0,298x - 120, Temperatura[K] Figura Ecuación del coeficiente de transferencia de calor por radiación ingresada en el programa Comsol Multiphysics Figura Dimensiones de la geometría utilizada para la cámara de reacción en el programa Comsol Multiphysics

115 87 La geometría que fue dibujada en el programa Comsol Multiphysics para la cámara de reacción se presenta en la figura Esta figura fue una pared plana y no cilíndrica para la facilidad de su análisis el cual se lo realizó en dos dimensiones COMPARACIÓN ENTRE LOS VALORES OBTENIDOS CON EL MODELADO MATEMATICO CON LOS DEL PROGRAMA COMSOL MULTIPHYSICS. La comparación entre los valores calculados, con el modelado matemático planteado y los obtenidos en el programa Comsol Multiphysics, que se observan en las figuras 3.22 y La diferencia entre estos valores se presento porque el programa realizó el cálculo de la energía transmitida a través de las paredes de la cámara de reacción, mientras que en el modelado se calculó la energía transmitida desde los gases hacia las paredes. Las dimensiones de la pared refractarias y las aislantes son del mismo espesor, tanto para los cálculos con el modelado matemático y como para el programa. La diferencia entre la temperatura de pared conseguida con el modelado matemático (Tpm) y con el programa Comsol Multiphysics (Tpc) se observan en la figura 3.22; por un tiempo de 5,14 horas la Tpm es mayor que la Tpc. Luego de este tiempo la Tpm es inferior a la Tpc. La diferencia máxima presentada fue de 150,5 [K]; esta diferencia se vuelve mínima a partir de las 4 horas siendo la mayor de 1,65 [K].

116 Temperatura[K] Tiempo[h] Temperatura de pared con el Comsol Multiphysics Temperatuar de pared con el modelado matemático Figura Comparación entre la temperatura de pared refractaria calculada con el modelo matemático y la obtenida con el programa Comsol Multiphysics. La comparación de los flujos de energía calculados con el modelado propuesto y con el programa Comsol Multiphysics se muestran en la figura Al inicio del ensayo existe un gran incremento en el flujo de energía transmitida hacia la pared de la cámara de reacción, siendo mayor y más rápido el obtenido con el programa; estos incrementos son producidos debido a que al inicio la pared se encuentra a una temperatura baja, por tener una pequeña cantidad de energía acumulada. Al transcurrir el ensayo el flujo de energía disminuye siendo más notorio en los datos obtenidos con el programa. Esta variación es producida por el calentamiento de la pared por el aumento de la energía acumulada.

117 Flujo de energía[w/m2] Tiempo[h] Flujo de calor obtenido con el modelado Flujo de calor obtenido con el Comsol Figura Flujo de energía transmitida a la pared de la cámara de reacción obtenida con el modelado matemático y con el programa Comsol Multiphysics Como se observa en la figura 3.24, en la primera media hora la caída en el flujo de energía en la pared refractaria es muy pronunciada, debido a que, a lo largo de esta se produce la mayor cantidad de energía acumulada impidiendo que el flujo de energía llegue a las paredes aislantes y de estas al medio ambiente. Después de las 2 horas, como se muestra en la figura 3.25, existió flujo de energía a las paredes aislantes, debido a que el flujo de energía en la pared refractaria fue mayor a la capacidad de acumular energía de la misma; al existir flujo de energía en las paredes aislantes se produjeron perdidas de energía desde la cámara de reacción hacia el medio ambiente, las mismas que aumentaron con el tiempo. Con base en la figura 3.25, se estableció que las pérdidas de energía a través de las paredes al medio ambiente es pequeña por que varía aproximadamente hasta los 500 [W.m -2 ] comparada con la energía que entra a estas, la cual está entre los 4000 y 7500 [W.m -2 ], pues la mayoría de energía termina como energía acumulada. El flujo de energía que ingresa a la pared a partir de la primera hora disminuye por el aumento de su temperatura. En la figura 3.25 se observa

118 90 claramente el cambio en el perfil del flujo de energía, que se produce en la unión entre la pared refractaria y la aislante que sucede a una distancia de 0,115 metros, ya que estas paredes tienen propiedades diferentes. Figura Flujo de energía transmitida obtenida con el programa Comsol Multiphysics a través de las paredes de la cámara de reacción durante la primera media hora El perfil de temperatura en la pared refractaria y las aislantes se muestran en las figuras 3.26 y 3.27; al inicio del ensayo existe solamente aumento en la temperatura en una parte de la pared refractaria, como se observa en la figura 3.26, puesto que solo aquí existió flujo de energía, al pasar el tiempo como se muestra en la figura La caída en el perfil de temperatura en la pared refractaria disminuyó de tal marera que empieza a aumentar la temperatura en las paredes aislantes, aproximadamente a las 3 horas debido a la existencia de un flujo de energía a través de las mismas. La caída del perfil de temperatura en las paredes aislantes es menor, a causa de que en estas la acumulación de energía es pequeña comparada con la ocurrida en la pared refractaria.

119 91 Figura Flujo de energía transmitida obtenida con el programa Comsol Multiphysics a través de las paredes de la cámara de reacción desde las 0.5 [h] hasta las 12.5 [h] Figura Perfil de temperaturas obtenido con el programa Comsol Multiphysics para las paredes de la cámara de reacción durante la primera media hora

120 92 Figura Perfil de temperaturas obtenido con el programa Comsol Multiphysics para las paredes de la cámara de reacción desde las 0.5 [h] hasta las [h] De igual manera que para el perfil de energía se puede observar un cambio en el perfil de temperatura en la unión entre la pared refractaria y la aislante a una distancia de metros. 3.4 APLICACIÓN DE DEL MODELADO VALIDADO PARA LA DETERMINACIÓN DEL PODER CALÓRICO DE RESIDUOS AGROINDUSTRIALES. Para la aplicación del modelo se siguieron los procedimientos indicados en la parte experimental. Cada ensayo se realizó con diferentes pesos de material obteniéndose así varios valores del poder calórico, de tal manera que pueda realizarse un promedio con los mismos. Con los resultados obtenidos con este método se pudo establecer el tipo de residuos agroindustriales, que pueden ser utilizados en este método.

121 ENSAYOS CON CUESCO DE PALMISTE. En la tabla 3.4 se presentan los pesos del crisol, muestra y del crisol más muestra obtenidos durante la realización del análisis próximo, el peso de la humedad esta contenido dentro del peso de los volátiles. Tabla Pesos obtenidos para el análisis próximo para el ensayo con cuesco de palmiste Crisol Peso del crisol vacío [g] Peso crisol + muestra [g] Peso de la muestra [g] Peso crisol + muestra humedad [g] Peso crisol + muestra volátiles [g] Peso crisol + muestra cenizas [g] Crisol A 33, ,8859 1, , , ,8433 Crisol B 36, ,6613 1, , , ,5783 En la tabla 3.5 se presentan los porcentajes de volátiles, carbón fijo, humedad y cenizas obtenidos del análisis próximo realizado al cuesco del palmiste, teniendo el mayor porcentaje en el material volátil del cual no todo es combustible. Existe una parte que no lo es como es el caso del agua que está representada en el porcentaje de humedad. Tabla Resultados del análisis próximo para el ensayo con cuesco de palmiste Crisol % Humedad % Volatiles % Cenizas % Carbon fijo Crisol A 10,98 79,21 1,74 19,05 Crisol B 11,70 80,46 1,54 18,00 Promedio 11,34 79,84 1,64 18,52 Para el caso del cuesco se realizaron ensayos con 15 [kg], 0,5 [kg] y 0,3 [kg]. Al realizar el ensayo con 15 [kg] se produjo una pirólisis a pocos segundos de cargar el material en la cámara de reacción, esto se presentó por la deficiencia de oxígeno en exceso para producir una reacción completa del material volátil combustible. Para este ensayo no se presentan los resultados de la variación de la temperatura de modo que al producirse la pirólisis se procedió a suspender el registro de los valores de temperatura en función del tiempo.

122 94 En la figura 3.28 se aprecia la variación de la temperatura de salida de la cámara de reacción para los ensayos con 0,3 [kg] y 0,5 [kg] de cuesco. La temperatura de este ensayo fue mayor, a la del realizado sin carga de material debido a la aportación de energía realizada por la reacción del material volátil y del carbón fijo del cuesco. Esta energía es el poder calorífico a determinar del cuesco de palmiste. En los primeros minutos se presentó la reacción del material volátil combustible produciendo un rápido aumento en la temperatura (Gómez, et al, 2008, pp. 72, 73, 74). Al terminar esta reacción la temperatura, sufre una disminución, luego de la cual sólo existió la reacción del carbón fijo hasta el final del ensayo Temperatura [ C] t(h) Temperatura de salida de la cámara de reacción sin material Temperatura de salida de la cámara de reacción con 500g de cuesco Temperatura de salida de la cámara de reacción con 300g de cuesco Figura Comparación de las temperaturas entre el ensayo con 300 [g], 500 [g] de cuesco y sin carga de material La duración de los ensayos depende de la cantidad de carbón fijo presente en cada ensayo, como se muestra en la figura 3.28, en la cual el ensayo con 0,5 [kg] tuvo un mayor duración que el ensayo con 0,3 [kg] y una temperatura más elevada durante el ensayo. De la misma manera al tener una más alta cantidad de

123 95 material volátil combustible se produjo un mayor aumento de la temperatura en los primeros minutos después de la carga de material. En la tabla 3.6, se presentan los valores del poder calorífico inferior del cuesco de palmiste para 0,3 [kg] y 0,5 [kg]. Se obtuvo una diferencia entre los dos valores de unas 78,33 [Kcal.kg -1 ] la cual pudo ser producida por las diferencias entre las condiciones de los ensayos, principalmente por la cantidad de material. Tabla Resultados del poder calorífico inferior para el cuesco de palmiste Cantidad de cuesco Poder Calorífico Inferior [Kcal.kg -1 ] 0,5 [kg] 4 820,05 0,3 [kg] 4 741,72 Promedio 4 780,89 El valor del poder calorífico encontrado para el cuesco de palmiste, se lo comparó con el valor obtenido con la relación empírica que se presenta en la ecuación 3.42, la cual utiliza el análisis próximo para su cálculo (Márquez, Cordero, Rodríguez, Rodríguez, 2001, p. 85) 0,3563 0,1755 [3.42] Donde: : : Contenido de carbón fijo. Contenido de material volátil. El valor promedio que se presenta en la tabla 3.6, se comparó con los obtenidos por otros métodos que se muestran en la tabla 3.7. El valor determinado con el modelo desarrollado es el menor. Esto se produjo debido a que en este método existe una mayor cantidad de pérdidas y acumulación de energía. Al utilizar una mayor cantidad de material la muestra utilizada se acerca más a una muestra representativa por lo que el valor que se obtuvo es más cercano al de la industria.

124 96 En la tabla 3.8, se presentan los pesos de carbón fijo, volátiles, cenizas y humedad obtenidos para el ensayo con 500 y 300 gramos de cuesco de palmiste utilizando los porcentajes obtenidos con el análisis próximo, donde la diferencia del carbón fijo es de 37,05 gramos y del material volátil es de 159,67 gramos, por lo cual la temperatura fue mayor en el ensayo con 500 gramos. La cantidad de material sobrante al final de los ensayos de 300 y 500 gramos fue de 4,71 y 9,73 gramos respectivamente. Esta cantidad de material corresponde a las cenizas. Tabla Resultados del poder calorífico calculado mediante otros métodos Método de calculo Poder Calorífico Inferior (Kcal.kg -1 ) Ecuación que utiliza el análisis proximal 4 933,65 Bomba calorimétrica ,69 1 valor obtenido de Gómez, A, et al. 2008, p. 2. Tabla 3.8. Cantidades de carbón fijo, cenizas, volátiles y humedad para el cuesco de palmiste obtenidos a partir del análisis proximal Pesos para el ensayo con 500 [g] Pesos para el ensayo de 300 [g] Carbón fijo 92,62 55,57 Cenizas 8,20 4,92 Volatiles 399,18 239,51 Humedad 56,70 34, ENSAYOS CON ASERRÍN. Los valores del peso de crisol, peso de muestra y los resultantes para la humedad, volátiles y carbón fijo obtenidos al realizar el análisis próximo para el aserrín se observan en la tabla 3.9 tomando en cuenta que el peso de la humedad está incluido en el material volátil. Los porcentajes de material volátil, carbón fijo, cenizas y humedad obtenidos mediante el análisis próximo se muestran en la tabla 3.10, siendo el porcentaje de

125 97 material volátil el mayor. No todo este material es combustible como es el caso del agua la cual solo sufre una evaporación. Tabla Pesos obtenidos para el análisis próximo para el ensayo con aserrín Crisol Peso del crisol vacío [g] Peso crisol + muestra [g] Peso de la muestra [g] Peso crisol + muestra humedad [g] Peso crisol + muestra volátiles [g] Peso crisol + muestra cenizas [g] Crisol A 36, ,4330 1, , , ,4387 Crisol B 39, ,2053 1, , , ,2133 Tabla Resultados del análisis próximo para el ensayo con aserrín Crisol % Humedad % Volatiles % Cenizas % Carbon fijo Crisol A 11,50 86,27 1,09 12,63 Crisol B 11,69 85,17 2,59 12,23 Promedio 11,60 85,72 1,84 12,43 Los ensayos con aserrín de eucalipto se realizaron con 15 [kg], 0,5 [kg] y 0,3 [kg]. Para el ensayo que se realizó con 15 [kg], se originó una pirólisis a poco tiempo después de ingresar el material a la cámara de reacción. El fenómeno de pirolisis, como ya se indicó anteriormente, se produjo por la falta de oxígeno para producir una combustión completa del material volátil, por lo que el registro de temperatura en función del tiempo se terminó inmediatamente después de producirse esta. La variación de la temperatura en función del tiempo producida en los ensayos de 500 y 300 gramos de aserrín, se observa en la figura De igual manera que en los ensayos realizados con cuesco se produjo una rápida elevación en la temperatura a pocos segundos de ingresar el material, debido a la reacción principalmente del material volátil combustible (Gómez, et al, 2008, pp. 72, 73, 74). El decrecimiento de la temperatura antes de la primera hora fue producto del agotamiento del material volátil combustible, quedando sólo carbón fijo para la combustión durante todo el ensayo. En la figura 3.29 se presenta una comparación entre la temperatura del ensayo con 500 gramos con el de 300 gramos. Observándose que el primero tiene una

126 98 mayor duración de tiempo, debido a su más alto contenido de carbón fijo, por otro lado al tener una mayor cantidad de material volátil combustible se origina una mayor elevación de temperatura al inicio del ensayo T [ C] t(h) temperatura de salida de la cámara de reacción sin material Temperatura de salida de la cámara de reacción con 500g aserrín Temperatura de salida de la cámara de reacción con 300g aserrín Figura Comparación de las temperaturas entre el ensayo con 300 [g], 500 [g] de aserrín y sin carga de material Los valores de los pesos de carbón fijo, humedad, material volátil y cenizas obtenidos a partir de los porcentajes de la tabla 3.10, se presentan en la tabla Al final del ensayo se espera tener un peso aproximado al de la cenizas, ya que se debe producir una reacción completa de carbón fijo quedando solamente estas. La cantidad de material sobrante del ensayo de 300 y 500 gramos fue de 5,13 y 9,50 gramos respectivamente los cuales corresponden a la ceniza. Se aprecia en la tabla 3.12 los valores del poder calorífico inferior del aserrín de eucalipto para 300g y 500g, la diferencia entre estos dos valores fue de 84,51 [Kcal.kg -1 ], la cual pudo ser producida por las diferencias entre las condiciones de los ensayos especialmente en la cantidad de carbón fijo.

127 99 Tabla Cantidades de carbón fijo, cenizas, volátiles y humedad para el aserrín de eucalipto Pesos para el ensayo con 500 [g] Pesos para el ensayo de 300 [g] Carbon fijo 62,15 37,29 Cenizas 9,20 5,52 Volátiles 428,60 257,16 Humedad 58,00 34,80 Tabla Resultados del poder calorífico inferior para el aserrín Cantidad de aserrín Poder Calorífico Inferior (Kcal.kg -1 ) 500 [g] 4 558, [g] 4 473,70 Promedio 4 515,95 Los valores del poder calorífico inferior obtenido por otros métodos que se muestran la tabla 3.13, tienen un valor superior al promedio presentado en la tabla 3.12, que fue obtenido por el método desarrollado. Esta diferencia se presentó debido a la existencia de una mayor cantidad de pérdidas y acumulación de energía. Al utilizar una mayor cantidad de material, el valor presentado en la tabla 3.12 se acerca más a la realidad en la industria. Tabla Resultados del poder calorífico calculado mediante otros métodos Método de cálculo Poder Calorífico Inferior [Kcal.kg -1 ] Ecuación que utiliza el análisis proximal 4 658,99 Bomba calorimétrica ,71 1 valor obtenido de Luque, 2003, p ENSAYOS CON POLIETILENO. En el caso del polietileno se utilizaron 15 [kg], 0,5 [kg] y 0.03 [kg]. Al tener el polietileno casi en su totalidad material volátil combustible para los tres ensayos,

128 100 se produjo el fenómeno de pirólisis a los pocos segundos de cargar el material. Por lo que, el método descrito en este trabajo de investigación no presenta las condiciones para que este material pueda ser utilizado. Para la utilización de este material, se debió haber instalado un sistema de dosificación, para que se produzca la combustión de poco a poco y no de todo el material al mismo momento ENSAYOS CON DIESEL. Los ensayos con diésel se realizaron con las siguientes cantidades 1 [L], 0.05 [L] y [L], a los pocos segundos de haber cargado el material, se produjo el fenómeno de pirolisis, debido a su alto porcentaje de material volátil combustible. Por lo que no se puede utilizar el método motivo de este estudio para el diésel. Al igual que para el polietileno, se debió haber instalado un sistema de dosificación para que se produzca la combustión de poco a poco. Tanto para el diésel como para el polietileno, una opción puede ser cargar el material desde el inicio del calentamiento del horno, pero esto se vió imposibilitado, debido a que no se tiene una curva de temperatura con una tendencia fija al inicio del funcionamiento del horno. Como se aprecia en la figura 3.6, aproximadamente a partir de los 500 [ C] en la corriente de salida del horno se obtuvo una tendencia casi estable sin muchas variaciones, razón por la cual se tomó los 500 [ C] como la temperatura a la cual se cargó el material a la cámara de reacción.

129 CONCLUCIONES Y RECOMENDACIONES 4.1. CONCLUCIONES Se logró obtener un método de determinación del poder calorífico con el horno Nichols de atmósfera controlada; este método no sirve para materiales con un alto contenido de material volátil, combustible como el polietileno o el diésel. Se definieron los modelos matemáticos para el balance de masa, energía y transferencia de calor en estado transitorio para el horno Nichols de atmósfera controlada. Se desarrolló la metodología experimental realizando tres ensayos, de los cuales, el que presentó los mejores parámetros fue el que tuvo un flujo de aire de 2 468,0 [pie 3.h -1 ] y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP, con una cantidad de aire de exceso de 305,24 [mol.h -1 ], lambda de 1,95. De la comparación del modelo desarrollado, con los datos obtenidos a partir de los datos experimentales, los cuales fueron procesados con el programa Comsol Multiphysics, se determinó: La temperatura de la superficie de la pared refractaria, calculada con el modelado matemático, fue mayor que la temperatura conseguida por el programa Comsol Multiphysics durante 5,14 horas. Luego de este tiempo la mayor fue la calculada por el programa, siendo la diferencia máxima de 150,5 [K] luego de las 4 [h] esta diferencia fue mínima siendo la mayor de 1,65 [K]; El flujo de energía conseguido con el programa Comsol Multiphysics tiene un aumento mayor, que el obtenido con el modelado en los primeros minutos, siendo su valor máximo de 8 320,705 [W.m -2 ] a las 0,4 [h]. El valor mayor del flujo de energía logrado con los datos calculados con el modelado fue de 6 074,450 [W.m -2 ] a las 0,09 [h]. Luego de la 4,0 [h] los

130 102 resultados obtenidos con el programa paso a ser menor que el conseguido con el modelado. El poder calorífico promedio obtenido de los ensayos realizados con 500 y 300 [g] de cuesco de palmiste y aserrín de eucalipto, fue de 4 780,89 [kcal.kg -1 ] y de 4 515,95 [kcal.kg -1 ] respectivamente. En los ensayos realizados con 15 [kg] para estos dos materiales, se produjo una pirolisis, inmediatamente el material fue cargado al horno El método motivo de este estudio no sirve para la determinación del poder calorífico de sustancias con un gran porcentaje de material volátil combustible RECOMENDACIONES Colocar un sistema de inyección en la cámara de reacción del horno para los materiales que no se puedan analizar mediante este método. Con este sistema se puede alimentar los materiales en pequeñas cantidades, teniendo así el suficiente oxígeno en exceso para que reaccionen, sin producirse la pirolisis. Implementar en el horno escalones, para que sea fácil la carga de material en la cámara de reacción del horno y no exista peligro de caer mientras esto se realiza. Macar la apertura de la chimenea a la cual se realizó la corrida sin carga de material base, para que cuando se realice el ensayo con carga de material, se mantengan las mismas condiciones. No olvidar encender el agitador de horno mientras transcurre todo el ensayo, ya que este puede deformarse por efecto de la temperatura.

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135 ANEXOS 107

136 108 ANEXO I Resumen de los datos de temperatura y tiempo para los ensayos con los flujos de 2 328,3 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP; 2 468,0 [pie 3.h - 1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP; 1 962,9 [pie 3.h -1 ] de aire y 42,27 [pie 3.h -1 ] de GLP

137 109 Tabla A. 1. Resumen de la base de datos para los ensayos sin carga de material con los flujos de 2 328,3 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP; 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP; 1 962,9 [pie 3.h -1 ] de aire y 42,27 [pie 3.h -1 ] de GLP Tiempo (h) Temperatura de salida del ensayo con 2 468,0 [pie 3.h - 1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP Temperatura de salida del ensayo con 2 328,3 [pie 3.h - 1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] 1 de GLP Temperatura de salida del ensayo con 1 962,9 [pie 3.h - 1 ] de aire y 42,27 [pie 3.h -1 ] de GLP 0,0 36,45 24,54 29,67 0,5 330,82 369,19 297,01 1,0 388,26 432,34 354,49 1,5 428,04 466,26 395,34 2,0 460,06 495,20 428,15 2,5 487,63 520,89 455,48 3,0 511,00 543,65 480,62 3,5 530,52 565,51 505,77 4,0 549,20 585,51 526,55 4,5 567,05 603,21 539,87 5,0 584,31 620,76 556,67 5,5 601,28 637,77 573,84 6,0 618,91 654,24 591,33 6,5 632,99 670,06 606,50 7,0 647,48 683,90 622,68 7,5 662,51 698,71 638,85 8,0 678,15 714,47 653,24 8,5 691,91 729,91 666,39 9,0 706,03 745,47 679,97 9,2 710,02 750,21 684,11

138 110 ANEXO II Resumen de los datos de temperatura y tiempo de la temperatura de entrada y salida de los gases en la cámara de reacción para el ensayo con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP

139 111 Tabla A. 2. Resumen de la base de datos de la temperatura de entrada y salida de los gases en la cámara de reacción para el ensayo sin carga de material con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP Tiempo [h] Temperatura de entrada a la cámara [K] Temperatura de salida de la cámara [K] 0,00 322,13 312,70 0,50 916,51 606,93 1,00 970,66 666,05 2, ,58 740,28 2, ,18 767,66 3, ,33 790,53 3, ,35 810,87 4, ,49 830,40 4, ,65 848,40 5, ,75 865,57 6, ,88 899,80 6, ,28 916,96 7, ,36 933,31 7, ,55 947,70 8, ,52 961,98 8, ,56 975,76 9, ,74 989,31 9, , ,91 10, , ,74 10, , ,99 11, , ,81 11, , ,36 12, , ,39 12, , ,01

140 112 ANEXO III Resumen de los datos de la temperatura de los gases en el interior de la cámara de reacción y la temperatura de la superficie de la pared refractaria en función del tiempo para el ensayo con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP

141 113 Tabla A. 3. Resumen de los datos de la temperatura de los gases en el interior de la cámara de reacción y la temperatura de la superficie de la pared refractaria en función del tiempo para el ensayo sin carga de material con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP Tiempo(h) Temperatura de los gases en el interior de la cámara [K] Temperatura de la superficie de la pared refractaria de la cámara de reacción [K] 0, ,51 1,00 765,55 870,66 1,50 814,4 904,08 2,00 853,01 932,58 2,50 884,84 957,18 3,00 909,39 976,33 3,50 935,59 998,35 4,00 959, ,49 4,50 978, ,65 5,00 999,7 1052,75 5, , ,18 6, , ,88 6, , ,28 7, , ,36 7, , ,55 8, , ,52 8, , ,56 9, , ,74 9, , ,23 10, , ,51 10, , ,78 11, , ,98 11, , ,18 12, , ,38 12, , ,58 12, , ,24

142 114 ANEXO IV Resumen de los datos de la energía acumulada por los gases en el interior de la cámara de reacción, del calor sensible cedido por los gases y la energía transmitida a las paredes en función del tiempo para el ensayo con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP

143 115 Tabla A. 4. Resumen de los datos de la temperatura de los gases en el interior de la cámara de reacción y la temperatura de la superficie de la pared refractaria para el ensayo sin carga de material con un flujo 2 468,0 [pie3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie3.h -1 ] de GLP Acumulación Energía Calor sensible Tiempo de energía transferida a cedido por los [h] por los gases[j.h -1 gases [J.h -1 las paredes ] ] [J.h -1 ] 0, , ,967, ,454,876 0, , ,013 37,285,923,776 1, , ,742 37,381,540,339 1, , ,237 36,808,649,069 2, , , ,04 2, , ,815 36,415,052,109 3, , ,809 36,112,410,463 3, , , ,78 4, , ,664 36,685,155,999 4, , ,538 36,555,345,444 5, , ,16 36,781,692,344 5, , ,269 36,287,215,302 6, , ,703 35,908,866,387 6,500-2,708, ,566 35,501,117,604 7, , ,955 35,148,237,022 7, , ,975 34,914,368,627 8, , ,097 34,801,988,604 8, , , ,07 9, , ,833 34,096,161,564 9, , ,789 33,996,398,979 10, , ,89 34,097,087,456 10, , , ,75 11, , ,652 33,830,136,638 11, , ,053 33,948,610,073 12, , ,848 34,133,609,702 12, , ,931 34,309,961,425 12, , , ,178

144 116 ANEXO V Resumen de los datos de los coeficientes de transferencia de calor por convección y radiación; y la energía transmitida por estos mecanismos hacia las paredes de la cámara de reacción para el ensayo con un flujo 2 468,0 [pie3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie3.h -1 ] de GLP

145 117 Tabla A. 5. Resumen de los datos de los coeficientes de transferencia de calor por convección y radiación; y la energía transmitida por estos mecanismos hacia las paredes de la cámara de reacción para el ensayo sin carga de material con un flujo 2 468,0 pie3/h de aire y 46,17 pie3/h de GLP Tiempo [h] hc[kcal.m -2.h -1.K -1 ] hr[kcal.m -2.h -1.K -1 ] Energía transmitida por radiación [kcal.h -1 ] Energía transmitida por convección [kcal.h -1 ] 0,10 0,78 8, ,05 811,36 0,50 0,88 33, ,40 230,2 1,00 0,91 43, ,07 185,38 1,50 0,93 49, ,83 161,76 2,00 0,95 55, ,73 146,25 2,50 0,97 61, ,46 135,1 3,00 0,98 65, ,71 126,55 3,50 0,99 70, ,31 120,28 4,00 1,01 75, ,50 114,57 4,50 1,02 80, ,72 109,35 5,00 1,03 84, ,09 105,06 5,50 1,03 88, ,68 100,33 6,00 1,04 92, ,73 95,89 6,50 1,05 95, ,53 91,69 7,00 1,06 99, ,99 87,93 7,50 1,06 103, ,21 84,84 8,00 1,07 107, ,14 82,05 8,50 1,08 110, ,29 79,26 9,00 1,08 114, ,05 76,52 9,50 1,09 118, ,54 74,20 10,00 1,1 122, ,50 72,29 10,50 1,1 126, ,43 69,93 11,00 1,11 130, ,85 68,16 11,50 1,12 135, ,80 66,53 12,00 1,12 139, ,42 65,09 12,50 1,13 144, ,98 63,68 12,53 1,13 144, ,16 63,62

146 118 ANEXO VI Resumen de los datos de la densidad, viscosidad cinemática y velocidad de los gases en función del tiempo en la cámara de reacción para el ensayo con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP

147 119 Tabla A. 6. Resumen de los datos de la densidad, viscosidad cinemática y velocidad de los gases en función del tiempo en la cámara de reacción para el ensayo sin carga de material con un flujo 2 468,0 [pie3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie3.h -1 ] de GLP Tiempo [h] Densidad de la mezcla gaseosa [Kg.m -3 ] Velocidad de la mezcla gaseosa [m.h -1 ] Viscosidad cinemática de la mezcla gaseosa [m 2.s -1 ] 0,10 0,50 876,95 6,82E-05 0,50 0, ,18 8,80E-05 1,00 0, ,65 9,82E-05 1,50 0, ,27 1,05E-04 2,00 0, ,78 1,10E-04 2,50 0, ,42 1,15E-04 3,00 0, ,29 1,19E-04 3,50 0, ,71 1,23E-04 4,00 0, ,80 1,28E-04 4,50 0, ,94 1,31E-04 5,00 0, ,49 1,35E-04 5,50 0, ,97 1,37E-04 6,00 0, ,03 1,40E-04 6,50 0, ,73 1,43E-04 7,00 0, ,03 1,46E-04 7,50 0, ,21 1,49E-04 8,00 0, ,36 1,51E-04 8,50 0, ,12 1,54E-04 9,00 0, ,81 1,56E-04 9,50 0, ,37 1,59E-04 10,00 0, ,91 1,62E-04 10,50 0, ,70 1,64E-04 11,00 0, ,14 1,67E-04 11,50 0, ,58 1,70E-04 12,00 0, ,03 1,73E-04 12,50 0, ,47 1,76E-04 12,53 0, ,30 1,76E-04

148 120 ANEXO VII Resumen de los datos del número de Prandtl y Reynolds para el ensayo con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP

149 121 Tabla A. 7. Resumen de los datos del número de Prandtl y Reynolds para el ensayo sin carga de material con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP Tiempo[h] Re Pr 0, ,134 0,711 0, ,475 0,709 1, ,203 0,708 1, ,536 0,707 2, ,276 0,707 2, ,007 0,707 3, ,486 0,706 3, ,368 0,706 4, ,462 0,706 4, ,482 0,705 5, ,703 0,705 5, ,183 0,705 6, ,832 0,705 6, ,697 0,704 7, ,753 0,704 7, ,966 0,704 8, ,309 0,704 8, ,421 0,704 9, ,330 0,703 9, ,775 0,703 10, ,403 0,703 10, ,219 0,703 11, ,808 0,703 11, ,841 0,703 12, ,303 0,702 12, ,178 0,702 12, ,233 0,702

150 122 ANEXOVIII Resumen de los datos para comparación de los valores obtenidos con el modelado matemático y el Comsol Multiphysiscs para la temperatura de la superficie de la pared refractaria y el flujo de energía que ingresa a esta, para el ensayo con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ]de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP

151 123 Tabla A. 8. Resumen de los datos para comparación de los valores obtenidos con el modelado matemático y el Comsol Multiphysiscs para la temperatura de la superficie de la pared refractaria, para el ensayo sin carga de material con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ]de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ]de GLP Temperatura de la superficie Tiempo [h] de la pared refractaria obtenidas con el Comsol Multiphysics [K] 0,13 294,15 0,50 566,80 1,00 701,02 1,50 770,22 2,00 822,42 2,50 864,16 3,00 899,23 3,50 929,36 4,00 955,84 4,50 979,06 5,00 999,71 5, ,38 6, ,51 6, ,13 7, ,78 7, ,14 8, ,61 8, ,55 9, ,31 9, ,80 10, ,59 10, ,82 11, ,06 11, ,48 12, ,32 12, ,17 12, ,92

152 124 Tabla A. 9. Resumen de los datos para comparación de los valores obtenidos con el modelado matemático y el Comsol Multiphysiscs para el flujo de energía que ingresa a la superficie de la pared refractaria, para el ensayo sin carga de material con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ]de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ]de GLP Tiempo [h] Energía transmitida a la superficie de la pared refractaria obtenidas con el Comsol multiphysics [W.m -2 ] 0,14 1,30E-11 0,60 8,20E+03 1,00 7,45E+03 1,60 6,67E+03 2,00 6,31E+03 2,60 5,92E+03 3,00 5,73E+03 3,60 5,49E+03 4,00 5,35E+03 4,60 5,16E+03 5,00 5,04E+03 5,60 4,88E+03 6,00 4,77E+03 6,60 4,63E+03 7,00 4,53E+03 7,60 4,43E+03 8,00 4,38E+03 8,60 4,24E+03 9,00 4,08E+03 9,60 3,97E+03 10,00 4,02E+03 10,60 4,12E+03 11,00 4,11E+03 11,60 4,06E+03 12,00 4,08E+03 12,52 4,12E+03

153 125 ANEXO IX Resumen de los datos del perfil de temperatura en las paredes de la cámara de reacción del horno obtenidos con el programa Comsol Multiphysics, para el ensayo con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP

154 126 Tabla A. 10. Resumen de los datos del perfil de temperatura en las paredes de la cámara de reacción del horno obtenidos con el programa Comsol Multiphysics desde las 0,5 a 2,5 [h], para el ensayo sin carga de material con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP Distancia [m] Temperatura [k] a las 0,5 [h] Temperatura [k] a las 1,0 [h] Temperatura [k] a las 1,5 [h] Temperatura [k] a las 2,0 [h] Temperatura [k] a las 2,5 [h] 1,490E ,06 628,57 698,38 752,89 797,38 1,131E ,50 490,53 563,79 621,74 669,43 2,261E ,65 395,11 461,64 516,81 563,53 3,392E ,51 342,04 391,88 438,09 479,69 4,523E ,25 317,46 349,14 383,46 417,30 5,653E ,42 302,51 320,77 344,67 370,86 6,784E ,04 297,21 306,61 321,62 340,27 7,915E ,56 295,48 300,65 309,70 322,24 9,045E ,27 293,61 296,29 301,52 309,73 1,018E ,62 292,64 293,91 296,78 302,09 1,131E ,62 292,56 293,52 295,48 299,31 1,244E ,03 292,89 293,56 294,99 297,81 1,357E ,10 293,19 293,50 294,40 296,33 1,470E ,43 293,48 293,53 294,06 295,34 1,583E ,44 293,73 293,61 293,86 294,68 1,696E ,31 293,93 293,73 293,81 294,32 1,809E ,15 294,07 293,87 293,86 294,18 1,922E ,15 294,12 293,94 293,89 294,11 2,035E ,15 294,14 293,99 293,92 294,07 2,148E ,15 294,15 294,03 293,95 294,04 2,261E ,15 294,16 294,06 293,97 294,02 2,399E ,15 294,16 294,07 293,98 294,02

155 127 Tabla A. 11. Resumen de los datos del perfil de temperatura en las paredes de la cámara de reacción del horno obtenidos con el programa Comsol Multiphysics desde las 3,0 a 5,0 [h], para el ensayo sin carga de material con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP Distancia [m] Temperatura [K] a las 3,0 [h] Temperatura [K] a las 3,5 [h] Temperatura [K] a las 4,0 [h] Temperatura [K] a las 4,5 [h] Temperatura [K] a las 5,0 [h] 1,490E ,33 868,27 897,20 922,84 945,76 1,131E ,98 745,39 776,74 804,77 830,11 2,261E ,96 639,78 671,91 700,97 727,52 3,392E ,28 551,46 582,71 611,43 638,02 4,523E ,83 480,57 509,49 536,65 562,23 5,653E ,76 424,34 450,19 475,12 499,06 6,784E ,04 382,74 404,79 426,79 448,49 7,915E ,35 354,16 372,13 390,84 409,92 9,045E ,54 333,45 348,01 363,86 380,59 1,018E ,85 319,83 331,74 345,27 360,02 1,131E ,26 313,33 323,33 335,07 348,19 1,244E ,32 308,63 316,69 326,38 337,49 1,357E ,57 304,32 310,60 318,38 327,54 1,470E ,65 301,18 306,03 312,24 319,74 1,583E ,29 298,89 302,61 307,54 313,66 1,696E ,43 297,35 300,22 304,13 309,13 1,809E ,99 296,45 298,72 301,89 306,03 1,922E ,73 295,91 297,78 300,44 303,95 2,035E ,55 295,53 297,11 299,38 302,41 2,148E ,43 295,24 296,58 298,53 301,13 2,261E ,34 295,04 296,20 297,88 300,12 2,399E ,30 294,92 295,92 297,36 299,24

156 128 Tabla A. 12. Resumen de los datos del perfil de temperatura en las paredes de la cámara de reacción del horno obtenidos con el programa Comsol Multiphysics desde las 5,5 a 7,5 [h], para el ensayo sin carga de material con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP Distancia [m] Temperatura [K] a las 5,5 [h] Temperatura [K] a las 6,0 [h] Temperatura [K] a las 6,5 [h] Temperatura [K] a las 7,0 [h] Temperatura [K] a las 7,5 [h] 1,490E ,54 985, , , ,78 1,131E ,20 874,60 894,26 912,60 930,13 2,261E ,93 774,68 795,82 815,74 834,60 3,392E ,76 686,00 707,82 728,53 748,23 4,523E ,41 609,36 631,17 652,00 671,94 5,653E ,11 544,27 565,61 586,14 605,96 6,784E ,85 490,71 511,10 530,93 550,23 7,915E ,19 448,39 467,50 486,31 504,82 9,045E ,94 415,56 433,40 451,18 468,87 1,018E ,66 391,86 408,50 425,28 442,13 1,131E ,38 377,29 392,80 408,60 424,60 1,244E ,71 362,81 376,62 390,89 405,49 1,357E ,85 349,13 361,21 373,89 387,02 1,470E ,38 338,04 348,53 359,73 371,47 1,583E ,87 329,11 338,19 348,03 358,46 1,696E ,15 322,16 330,00 338,61 347,84 1,809E ,09 317,08 323,85 331,36 339,47 1,922E ,29 313,46 319,33 325,88 332,98 2,035E ,15 310,63 315,71 321,39 327,56 2,148E ,35 308,19 312,54 317,36 322,62 2,261E ,88 306,14 309,78 313,77 318,14 2,399E ,52 304,15 306,98 309,96 313,29

157 129 Tabla A. 13. Resumen de los datos del perfil de temperatura en las paredes de la cámara de reacción del horno obtenidos con el programa Comsol Multiphysics desde las 8,0 a 10,0 [h], para el ensayo sin carga de material con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP Distancia [m] Temperatura [K] a las 8,0 [h] Temperatura [K] a las 8,5 [h] Temperatura [K] a las 9,0 [h] Temperatura [K] a las 9,5 [h] Temperatura [K] a las 10,0 [h] 1,490E , , , , ,03 1,131E ,36 964,37 979,96 994, ,10 2,261E ,55 869,84 886,53 902,86 918,72 3,392E ,01 785,06 802,47 819,39 835,94 4,523E ,10 709,58 727,45 744,80 761,80 5,653E ,12 643,68 661,75 679,37 696,63 6,784E ,07 587,42 605,42 623,05 640,36 7,915E ,07 540,96 558,64 576,08 593,23 9,045E ,44 503,78 521,05 538,16 555,02 1,018E ,99 475,72 492,48 509,14 525,60 1,131E ,71 456,77 472,92 489,03 504,97 1,244E ,31 435,19 450,23 465,27 480,19 1,357E ,45 414,06 427,86 441,71 455,49 1,470E ,58 395,93 408,52 421,19 433,82 1,583E ,31 380,47 391,87 403,38 414,86 1,696E ,50 367,50 377,74 388,10 398,45 1,809E ,02 356,92 366,04 375,27 384,49 1,922E ,51 348,37 356,41 364,54 372,65 2,035E ,12 340,98 347,99 355,05 362,08 2,148E ,27 334,23 340,19 346,12 352,03 2,261E ,96 328,10 333,02 337,70 342,45 2,399E ,19 321,47 325,10 328,11 331,40

158 130 Tabla A. 14. Resumen de los datos del perfil de temperatura en las paredes de la cámara de reacción del horno obtenidos con el programa Comsol Multiphysics desde las 10,5 a 12,5 [h], para el ensayo sin carga de material con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP Distancia [m] Temperatura [K] a las 10,5 [h] Temperatura [K] a las 11,0 [h] Temperatura [K] a las 11,5 [h] Temperatura [K] a las 12,0 [h] Temperatura [K] a las 12,5 [h] 1,490E , , , , ,36 1,131E , , , , ,94 2,261E ,12 949,39 964,91 980,49 997,17 3,392E ,07 867,94 883,76 899,43 916,04 4,523E ,41 794,71 810,84 826,74 843,37 5,653E ,51 730,07 746,39 762,43 779,09 6,784E ,33 674,00 690,41 706,54 723,21 7,915E ,10 626,71 643,07 659,17 675,79 9,045E ,66 588,07 604,25 620,20 636,63 1,018E ,89 557,98 573,85 589,52 605,68 1,131E ,78 536,43 551,88 567,16 582,91 1,244E ,03 509,75 524,31 538,73 553,62 1,357E ,22 482,88 496,42 509,85 523,73 1,470E ,44 459,02 471,50 483,91 496,75 1,583E ,36 437,84 449,25 460,61 472,37 1,696E ,83 419,20 429,52 439,80 450,46 1,809E ,74 402,99 412,20 421,39 430,93 1,922E ,78 388,90 397,00 405,09 413,48 2,035E ,09 376,09 383,10 390,09 397,32 2,148E ,93 363,83 369,73 375,62 381,71 2,261E ,26 352,06 356,86 361,64 366,59 2,399E ,88 338,37 341,81 345,23 348,79

159 131 ANEXO X Resumen de los datos del perfil del flujo de energía en las paredes de la cámara de reacción del horno obtenidos con el programa Comsol Multiphysics, para el ensayo con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP.

160 132 Tabla A. 15. Resumen de los datos del flujo de energía a las paredes de la cámara de reacción del horno obtenidos con el programa Comsol Multiphysics desde las 0,5 a 2,5 [h], para el ensayo sin carga de material con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP Distancia [m] Flujo de energía [W.m -2 ] a las 0,5[h] Flujo de energía [W.m -2 ] a las 1,0[h] Flujo de energía [W.m -2 ] a las 1,5[h] Flujo de energía [W.m -2 ] a las 2,0[h] Flujo de energía [W.m -2 ] a las 2,5[h] 1,5E , , , , ,09 1,1E , , , , ,36 2,3E , , , , ,51 3,4E , , , , ,49 4,5E ,15 784, , , ,58 5,7E-02 84,76 406,07 850, , ,46 6,8E-02 21,89 23,71 266,29 590,44 889,37 7,9E-02 64,02 92,31 212,89 394,46 594,99 9,3E-02 32,83 48,69 116,42 226,82 358,03 1,0E-01 7,32 13,01 37,51 89,67 164,16 1,2E-01 39,66 5,85 4,70 19,29 43,67 1,3E-01 25,38 5,95 2,49 13,61 32,88 1,4E-01 11,10 6,06 1,80 8,10 22,16 1,5E-01 1,36 5,22 1,39 4,93 15,11 1,6E-01 2,50 4,39 2,20 1,85 9,03 1,7E-01 6,36 3,62 3,33 1,88 3,72 1,8E-01 0,00 1,27 1,70 0,55 2,12 1,9E-01 0,00 0,45 1,14 0,67 0,98 2,1E-01 0,00 0,29 0,83 0,51 0,72 2,2E-01 0,00 0,19 0,58 0,42 0,43 2,3E-01 0,00 0,11 0,33 0,32 0,17 2,4E-01 0,00 0,10 0,09 0,22 0,22

161 133 Tabla A. 16. Resumen de los datos del flujo de energía a las paredes de la cámara de reacción del horno obtenidos con el programa Comsol Multiphysics desde las 3,0 a 5,0 [h], para el ensayo sin carga de material con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP Distancia [m] Flujo de energía [W.m -2 ] a las 3,0[h] Flujo de energía [W.m -2 ] a las 3,5[h] Flujo de energía [W.m -2 ] a las 4,0[h] Flujo de energía [W.m -2 ] a las 4,5[h] Flujo de energía [W.m -2 ] a las 5,0[h] 1,5E , , , , ,04 1,1E , , , , ,16 2,3E , , , , ,62 3,4E , , , , ,60 4,5E , , , , ,12 5,7E , , , , ,63 6,8E , , , , ,72 7,9E ,66 965, , , ,37 9,3E ,30 620,35 734,23 832,60 915,66 1,0E ,00 337,57 421,58 498,73 567,36 1,2E-01 77,14 117,45 162,02 208,59 254,76 1,3E-01 59,94 93,28 130,93 171,07 211,63 1,4E-01 42,78 69,14 99,86 133,56 168,50 1,5E-01 30,27 50,28 74,38 101,68 130,84 1,6E-01 20,07 35,13 53,84 75,63 99,58 1,7E-01 10,33 20,34 33,57 49,81 68,48 1,8E-01 6,60 13,30 22,39 33,92 47,73 1,9E-01 3,84 8,31 14,64 22,99 33,46 2,1E-01 2,90 6,39 11,49 18,42 27,39 2,2E-01 1,97 4,58 8,61 14,35 22,05 2,3E-01 1,04 2,77 5,73 10,28 16,71 2,4E-01 0,19 0,96 2,86 6,20 11,38

162 134 Tabla A. 17. Resumen de los datos del flujo de energía a las paredes de la cámara de reacción del horno obtenidos con el programa Comsol Multiphysics desde las 5,5 a 7,5 [h], para el ensayo sin carga de material con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP Distancia [m] Flujo de energía [W.m -2 ] a las 5,5[h] Flujo de energía [W.m -2 ] a las 6,0[h] Flujo de energía [W.m -2 ] a las 6,5[h] Flujo de energía [W.m -2 ] a las 7,0[h] Flujo de energía [W.m -2 ] a las 7,5[h] 1,5E , , , , ,82 1,1E , , , , ,64 2,3E , , , , ,90 3,4E , , , , ,67 4,5E , , , , ,14 5,7E , , , , ,51 6,8E , , , , ,61 7,9E , , , , ,37 9,3E , , , , ,16 1,0E ,18 680,74 726,58 765,75 799,45 1,2E ,35 340,70 379,36 414,13 445,62 1,3E ,44 288,99 324,64 357,23 387,21 1,4E ,53 237,30 269,93 300,33 328,80 1,5E ,82 190,48 219,74 247,65 274,33 1,6E ,81 150,49 176,40 201,81 226,63 1,7E-01 88,94 110,60 133,14 156,02 178,97 1,8E-01 63,52 81,05 99,99 120,06 140,86 1,9E-01 45,99 60,61 77,00 95,11 114,36 2,1E-01 38,44 51,71 67,00 84,36 102,95 2,2E-01 31,85 43,95 58,46 75,56 93,71 2,3E-01 25,26 36,18 49,92 66,76 84,47 2,4E-01 18,67 28,41 41,38 57,97 75,23

163 135 Tabla A. 18. Resumen de los datos del flujo de energía a las paredes de la cámara de reacción del horno obtenidos con el programa Comsol Multiphysics desde las 8,0 a 10,0 [h], para el ensayo sin carga de material con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP Distancia [m] Flujo de energía [W.m -2 ] a las 8,0[h] Flujo de energía [W.m -2 ] a las 8,5[h] Flujo de energía [W.m -2 ] a las 9,0[h] Flujo de energía [W.m -2 ] a las 9,5[h] Flujo de energía [W.m -2 ] a las 10,0[h] 1,5E , , , , ,28 1,1E , , , , ,31 2,3E , , , , ,12 3,4E , , , , ,73 4,5E , , , , ,14 5,7E , , , , ,83 6,8E , , , , ,19 7,9E , , , , ,62 9,3E , , , , ,04 1,0E ,03 855,06 878,03 898,85 918,20 1,2E ,71 501,21 526,36 550,31 573,18 1,3E ,24 441,10 465,93 489,79 512,74 1,4E ,77 380,99 405,50 429,26 452,31 1,5E ,04 324,46 348,46 371,89 394,86 1,6E ,88 274,30 297,69 320,85 343,70 1,7E ,77 224,17 246,95 269,83 292,56 1,8E ,92 183,10 205,00 227,31 249,73 1,9E ,10 154,25 175,52 197,57 219,86 2,1E ,80 141,01 162,09 184,64 207,12 2,2E ,06 128,19 149,42 174,18 197,45 2,3E ,32 115,37 136,76 163,72 187,77 2,4E-01 89,58 102,55 124,09 153,26 178,10

164 136 Tabla A. 19. Resumen de los datos del flujo de energía a las paredes de la cámara de reacción del horno obtenidos con el programa Comsol Multiphysics desde las 10,5 a 12,5 [h], para el ensayo sin carga de material con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP Distancia [m] Flujo de energía [W.m -2 ] a las 10,5[h] Flujo de energía [W.m -2 ] a las 11,0[h] Flujo de energía [W.m -2 ] a las 11,5[h] Flujo de energía [W.m -2 ] a las 12,0[h] Flujo de energía [W.m -2 ] a las 12,5[h] 1,5E , , , , ,39 1,1E , , , , ,07 2,3E , , , , ,86 3,4E , , , , ,77 4,5E , , , , ,51 5,7E , , , , ,30 6,8E , , , , ,58 7,9E , , , , ,39 9,3E , , , , ,75 1,0E ,86 952,18 967,62 981,96 996,59 1,2E ,87 615,56 635,48 654,50 673,81 1,3E ,73 555,89 576,35 596,04 616,07 1,4E ,60 496,21 517,22 537,58 558,33 1,5E ,33 439,30 460,76 481,72 503,13 1,6E ,25 388,46 410,26 431,69 453,65 1,7E ,19 337,65 359,78 381,68 404,19 1,8E ,30 294,87 317,16 339,33 362,27 1,9E ,46 265,13 287,50 309,79 333,06 2,1E ,73 252,39 274,77 297,08 320,48 2,2E ,82 242,14 264,61 287,09 310,32 2,3E ,92 231,90 254,45 277,09 300,16 2,4E ,02 221,66 244,30 267,10 290,00

165 137 ANEXO XI Resumen de los datos de la temperatura en función del tiempo, para el ensayo con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP y una carga de 500 y 300 gramos de aserrín

166 138 Tabla A. 20. Resumen de los datos de la temperatura en función del tiempo, para el ensayo con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP y una carga de 500 y 300 gramos de aserrín Tiempo[h] Temperatura de salida de los gases [ C] para 500 [g] de aserrín Temperatura de salida de los gases [ C] para 300 [g] de serrín 0,00 501,15 500,09 0,50 547,85 533,19 1,00 564,81 555,65 1,50 580,96 574,14 2,00 595,87 591,09 2,50 609,06 607,13 3,00 624,59 621,40 3,50 639,64 636,49 4,00 655,39 652,06 4,50 669,95 666,70 5,00 684,62 679,58 5,50 696,91 693,78 6,00 709,04 707,25 6,23 713,61 711,99 6,50 720,46 6,86 728,98

167 139 ANEXO XII Resumen de los datos de la temperatura en función del tiempo, para el ensayo con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP y una carga de 500 y 300 gramos de cuesco de palmiste

168 140 Tabla A. 20. Resumen de los datos de la temperatura en función del tiempo, para el ensayo con un flujo 2 468,0 [pie 3.h -1 ] de aire y 46,17 [pie 3.h -1 ] de GLP y una carga de 500 y 300 gramos de cuesco de palmiste Tiempo[h] Temperatura de salida de los gases [K] para 500 [g] de cuesco de palmiste Temperatura de salida de los gases [K] para 300 [g] de cuesco de palmiste 0,00 500,05 500,02 0,50 541,15 529,61 1,00 560,06 551,01 1,50 578,20 571,70 2,00 596,74 590,33 2,50 613,09 607,27 3,00 627,40 622,95 3,50 642,83 639,29 4,00 658,70 655,09 4,50 673,43 669,83 5,00 687,28 683,57 5,50 698,60 695,88 6,00 709,98 707,22 6,5 721,29 6,80 727,98 6,81 728,17 6,82 728,34 6,83 728,55 6,83 728,76 6,84 728,95 6,85 729,11 6,86 729,28 6,87 729,44 6,88 729,59 6,88 729,77 6,89 729,97 6,90 730,14 6,91 730,33 6,92 730,54 6,93 730,73

169 141 ANEXO XIII Plano de la vista lateral del horno Nichols Herreshoff mono solera

170 142 Plicast 31 Plicast LW Plitherm Plibrico super FAB Nota: Las unidades de las medidas son milímetros Figura A. 1. Plano de la vista lateral del horno Nichols Herreshoff mono solera

171 143 ANEXO XIV Tutorial para el manejo de la adquisición de datos (DAQ)

172 144 Para la Utilización de la tarjeta de datos (DAQ) NI-USA 9211A, previamente se debe instalar el software LabView 8.5 y el driver de la DAQ en el computador. Una vez instalados los programas, ejecutamos el programa LabVIEW Signal Express al momento de la conexión de la DAQ al computador. Seleccionamos la opción Add Step ubicado en la parte superior izquierda, con lo cual se abre una nueva ventana en donde se sigue la secuencia Acquire Signals Analog Imput Temperature Thermocuple la misma que se observa en la figura A.2. Figura A. 2. Secuencia en el labview para especificar el sensor a utilizar para adquisición de datos de temperatura. Luego de realizar lo antes descrito se debe elegir la pestaña Step Setup y en la nueva ventana abierta se da click en Configuration Settings, en donde se ingresara el tipo de termocupla, el canal en el cual está conectada, la temperatura máxima y la unidad en la cual se registrara la temperatura en la base de datos; este parte del procedimiento se presenta en la figura A.3.

173 145 Figura A. 3. Secuencia para la especificación del tipo de termocupla y el canal en el cual está conectada Una vez especificado los parámetros de la termocupla se selecciona la opción para empezar el registro de datos, para que este se haga visible, se arrastra el canal en el cual está conectada la termocupla a la pantalla del gráfico, como se observa en la figura A.4. Para la obtención de la base de datos se debe seleccionar la opción y al finalizar el ensayo elegir y finalmente guardar el trabajo realizado. Para adquirir la base de datos en el programa MSExcel TM, se abre el archivo que fue guardado, seleccionar el archivo guardado que se presenta en la parte inferior

174 146 izquierda y arrastrar el canal en el cual se conectó la termocupla a la pantalla del gráfico como se muestra en la figura A.5. Figura A. 4. Secuencia para la visualización de los datos de temperatura en la pantalla del labview Figura A. 5. Secuencia para la visualización de los datos guardados en el LabView

175 147 Una vez obtenidos los datos en el gráfico, se da click derecho encima del gráfico y se sigue la secuencia mostrada en la figura A. 6, con lo cual se consigue la base de datos en el programa MSExcel TM para la realización de los cálculos. Figura A. 6. Secuencia para la exportación de los datos de temperatura al programa MSExcel TM

176 148 ANEXO XV Tutorial para el manejo del Programa Comsol Multiphysics.

177 149 Ejecutamos el programa Comsol y en la ventana navegador de modelos, en la lista desplegable dimensión de espacio escogemos 2D y el módulo de transferencia de calor Transferencia de calor general Análisis transitorio, esta secuencia se muestra en la figura A.7. Figura A. 7. Navegador de modelos del programa Comsol Multiphysics Para la descripción de la geometría tomando como ejemplo un rectángulo se siguen los pasos que se presentan a continuación: Seleccionar modo dibujo y elegimos rectángulo/cuadrado ubicado en la barra de herramientas. Graficamos el rectángulo y posteriormente damos doble click izquierdo y en la ventana rectángulo que se llenan los campos de amplitud y altura, estos pasos se presentan en la figura A.8 Las propiedades térmicas del material que utilizamos en este ejemplo, se seleccionara de la librería de materiales que acompaña al programa, para lo cual se presiona la tecla F8 y nos aparece la ventana de ajustes de subdominio y

178 150 elegimos la opción cargar y elegimos el material deseado como se observa en la figura A.9, y en la ventana Inicial ingresamos el valor de 273,15 K. Figura A. 8. Generación de la geometría en el programa Comsol Multiphysics Figura A. 9. Ingreso de las propiedades del material por medio de la librería, en el programa Comsol Multiphysics

179 151 Para las condiciones de contorno se presiona F7, realizamos una selección múltiple de los contornos 1,4 y en la lista desplegable condición de contorno elegimos flujo de calor, para los contorno 2, 3 escogemos Aislamiento/simetría. Especificamos un valor constante para h, h_aire, de igual manera para la temperatura ambiente Tinf, T_aire y pulsamos aceptar este procedimiento se observa en la figura A.10. Figura A. 10. Ajustes de contorno en el programa Comsol Multiphysics Para ingresar los valores de h_aire y T_aire seleccionamos Opciones Constantes para acceder al dialogo de introducción de constantes la cual se observa en la figura A.11. Figura A. 11. Ingreso de ecuaciones en la ventana Constantes en el programa Comsol Multiphysics

180 152 Para los parámetros de resolución como el tiempo y la variación de este se ingresan escogiendo la opción parámetros de revolvedor en la cual se seleccionara la opción dependiente del tiempo, en la sección General Escalado temporal Tiempos, ingresaremos los parámetros del tiempo, para este caso se eligió desde el tiempo cero con deltas de tiempo de 0,1 hasta los 1800, todos estos valores están en segundo, esto se observa en la figura A.12. Figura A. 12. Ingreso de los parámetros de resolución en el programa Comsol Multiphysics Y finalmente se selecciona la opción resolver obteniéndose el resultado que se muestra en la figura A.13, la cual representa el perfil de temperatura en la pared. Para la obtención del perfil de temperatura en la pared para cada tiempo, seguimos la siguiente secuencia Posprocesado Parámetros de gráfico sección transversal, en la ventana Línea/Extrusión en la lista desplegable Cantidades predefinidas elegimos la variable a graficar en el eje y. para nuestro caso elegimos la temperatura obteniendo la figura A.14.

181 153 Figura A. 13. Representación de la distribución de temperatura obtenida en el programa Comsol Multiphysics Figura A. 14. Perfil de temperatura conseguido en el programa Comsol Multiphysics

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