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Obtención de gas de síntesis a partir de

la gasificación de cuesco de palma de

aceite peletizado

David Francisco Flórez Ramos

Universidad Nacional de Colombia

Facultad de Ingeniería

Bogotá, Colombia

2016

Obtención de gas de síntesis a partir de

la gasificación de cuesco de palma de

aceite peletizado

David Francisco Flórez Ramos

Tesis de grado presentado como requisito parcial para optar al título de

Magíster en Ingeniería Química

Directora:

Dr.-Ing. Sonia Lucía Rincón Prat

Línea de Investigación:

Aprovechamiento energético de la biomasa

Grupo de Investigación:

Biomasa y Optimización Térmica de Procesos

Universidad Nacional de Colombia

Facultad de Ingeniería

Bogotá, Colombia

2016

Agradecimientos

A la Universidad Nacional de Colombia por permitir el apoyo financiero y por los

espacios para desarrollar el presente proyecto.

A Colciencias por el apoyo financiero mediante el programa Jóvenes Investigadores con

la convocatoria 617 de 2013.

A la empresa Regeneración ltda. por facilitar la adquisición de equipos críticos en el

desarrollo del proyecto.

A mis compañeros de laboratorio por el apoyo y sugerencias en múltiples labores.

A la ingeniera Sonia Rincón por la dirección del proyecto con constante asesoría, con-

fianza y apoyo en el transcurso del trabajo. De igual manera por brindarme múltiples

oportunidades de crecimiento profesional.

A mi familia y amigos por su apoyo invaluable e incondicional.

Resumen

Se investiga la viabilidad de producir gas de síntesis mediante gasificación de Pellets de Cuesco

de Palma de Aceite (OPSP) en un reactor de lecho fijo de corrientes paralelas. Se emplea vapor

de agua como agente de reacción y quemadores a gas natural para suministrar la energía

requerida en el proceso. El gas de síntesis puede ser usado como gas combustible en motores

de combustión interna para generar potencia eléctrica o mecánica y como materia prima para

la producción de compuestos químicos y combustibles líquidos. La peletización del cuesco de

palma se lleva a cabo para mejorar las propiedades de fluidez e incrementar la densidad ener-

gética del material bruto. Se establecen temperaturas medias de gasificación entre 670 y 1000

°C. Se evalúan relaciones másicas de agua-biomasa entre 0,2 y 2,4. En este rango de tempera-

turas el porcentaje másico de hidrógeno en el gas de síntesis producido varía entre 1 % y 19

%. El poder calorífico inferior calculado del gas está entre 10 y 15 MJ/Nm3. Se obtienen rela-

ciones másicas de H2/CO entre 0,05 y 0,22 y se observa una tendencia de incremento con la

relación agua-biomasa.

Palabras clave: Gas de síntesis, Gasificación de biomasa, Reactor de Lecho Fijo de Corrientes

Paralelas, Cuesco de Palma de Aceite, Caracterización Fisicoquímica, Balance de Masa, Ba-

lance de Energía.

Abstract

The feasibility of syngas production through gasification of Oil Palm Kernel Shell Pellets

(OPSP) in a downdraft fixed bed reactor is investigated. Water vapour is used as reaction

agent and natural gas burners are used to provide the energy requirements of the process.

Syngas may be used as fuel gas in internal combustion engines to produce mechanical or

electrical power and as feedstock for chemical compounds and liquid fuels production. Pelleti-

zation of palm shells is carried out in order to improve the fluidity and increase the energy

density of the raw material. Gasification mean temperatures between 670 and 1000 °C were

established. Water-biomass feeding masic ratios between 0,2 and 2,4 were evaluated. In this

temperature range the hydrogen massic percentage in the producer syngas varied between 1

% and 19 %. The calculated low heating value of the gas is between 10 and 15 MJ/Nm3.

H2/CO massic ratios between 0,05 and 0,22 were obtained and a tendency to increase along

with the water-biomass ratio is observed.

Keywords: Syngas, Biomass Gasification, Downdraft Fixed Bed Reactor, Oil Palm Shells,

Physiochemical Characterization, Mass Balance, Energy Balance.

Tabla de contenido

1. Introducción ..................................................................................................................... 1

2. Planteamiento del problema ............................................................................................ 5

2.1. Biomasa como fuente de energía. .............................................................................. 5

2.2. Cuesco de palma de aceite ...................................................................................... 13

2.3. Proceso de peletización ........................................................................................... 16

2.3.1. Tecnologías de peletización. ............................................................................ 16

2.3.2. Mecanismos de aglomeración. .......................................................................... 18

2.3.3. Factores de aglomeración ................................................................................ 19

2.3.4. Determinación de la calidad de los pellets. ...................................................... 22

2.4. Proceso de gasificación ............................................................................................ 24

2.4.1. Etapas del proceso de gasificación ................................................................... 24

2.4.2. Reacciones de gasificación ............................................................................... 27

2.4.3. Tecnologías y condiciones de gasificación ........................................................ 29

2.4.4. Parámetros de gasificación. ............................................................................. 35

2.5. Limpieza y aplicaciones del gas de síntesis ............................................................. 38

3. Caracterización de materias primas y productos ............................................................ 40

3.1. Análisis próximo ..................................................................................................... 40

3.1.1. Humedad ......................................................................................................... 40

3.1.2. Contenido de material volátil .......................................................................... 40

3.1.3. Contenido de ceniza ........................................................................................ 41

3.2. Análisis último ........................................................................................................ 42

3.3. Tamaño de partícula ............................................................................................... 42

3.4. Densidad a granel. .................................................................................................. 43

3.5. Contenido de agua en alquitranes. .......................................................................... 43

3.6. Composición de los gases. ....................................................................................... 43

3.7. Poder calorífico. ...................................................................................................... 43

3.8. Índice de durabilidad de un pellet ....................................................................... 45

3.9. Porcentaje de polvo en un lote de pellets ............................................................ 45

3.10. Índice de calidad.............................................................................................. 46

4. Sección experimental ...................................................................................................... 47

4.1. Planta de gasificación. ............................................................................................ 47

4.1.1. Recursos físicos iniciales. ................................................................................. 48

4.1.2. Determinación inicial de flujos en el reactor. ................................................... 58

4.1.3. Pruebas de adecuación. ................................................................................... 67

4.1.4. Protocolo de ejecución de pruebas de gasificación. .......................................... 82

4.2. Proceso de peletización ........................................................................................... 88

4.2.1. Equipos empleados. ......................................................................................... 88

4.2.2. Procedimiento de fabricación de pellets. .......................................................... 89

4.2.3. Pruebas preliminares ....................................................................................... 90

4.2.4. Caracterización fisicoquímica de los pellets. .................................................... 97

4.3. Plan experimental de gasificación .......................................................................... 100

4.4. Manejo de datos experimentales ............................................................................ 105

5. Presentación y análisis de resultados ............................................................................ 126

5.1. Análisis de condiciones experimentales .................................................................. 126

5.2. Balances de materia y elementos. .......................................................................... 132

5.3. Propiedades del gas obtenido. ................................................................................ 136

5.4. Balances de energía ................................................................................................ 141

5.5. Desempeño de la gasificación. ................................................................................ 149

6. Perspectivas .................................................................................................................. 154

7. Conclusiones y recomendaciones ................................................................................... 158

8. Bibliografía .................................................................................................................... 161

Lista de figuras

Figura 2-1. Opciones de conversión energética de la biomasa a fuentes de energía secundaria

[126] ......................................................................................................................................... 8

Figura 2-2. Evolución del área sembrada con palma de aceite en Colombia entre 1959 y 2012

[91]. ........................................................................................................................................ 12

Figura 2-3. Índices de producción de biomasa y productos principales de la palma de aceite

[44]. ........................................................................................................................................ 13

Figura 2-4. Partes del fruto de palma de aceite [47]. ............................................................. 14

Figura 2-5. Aprovechamiento del cuesco de palma por zonas palmeras en 2008 [44]. ........... 15

Figura 2-6. Esquema de una extrusora de pellets [125]. ........................................................ 17

Figura 2-7. Configuración de una peletizadora de rodillos y plato (a), y rodillos y anillo (b)

[102]. ...................................................................................................................................... 17

Figura 2-8. Representación pictórica de los mecanismos de aglomeración [104]. ................... 19

Figura 2-9. Etapas y flujo de energía en un proceso de gasificación con calentamiento directo

(a) y con calentamiento indirecto (b). ................................................................................... 25

Figura 2-10. Ejemplo de distribución de los distintos tipos de alquitranes en función de la

temperatura [70] [92] [43]. ..................................................................................................... 27

Figura 2-11. Tipos de gasificador y rango de capacidad energética [82] [71]. ........................ 29

Figura 2-12. Gasificador de lecho fijo a contracorriente [12]. ................................................ 30

Figura 2-13. Gasificador de lecho fijo a corrientes paralelas [20] [12]. ................................... 31

Figura 2-14. Reactores con garganta o constreñidos a) Tipo Imbert b) generales [12] [118]. 32

Figura 2-15. Gasificador de lecho fijo a flujo cruzado [71]. .................................................... 33

Figura 2-16. Gasificadores de lecho fluidizado a) burbujeante, b) circulante. Adaptado de

[134]. ...................................................................................................................................... 34

Figura 2-17. Esquema de un gasificador de flujo de arrastre. Adaptado de [107]. ................. 35

Figura 3-1. Esquema del equipo de determinación de índice de durabilidad de pellets [64] .. 46

Figura 4-1. Sistemas que conforman la planta de gasificación. .............................................. 48

Figura 4-2. Sistema de alimentación de biomasa inicial [112]. ............................................. 49

Figura 4-3. Sección superior del reactor [43]. ......................................................................... 50

Figura 4-4 Sección exterior del reactor [8]. ............................................................................ 50

Figura 4-5. Sección intermedia del reactor [8]. ...................................................................... 51

Figura 4-6. Brida y deflectores de la sección intermedia [112]. .............................................. 52

Figura 4-7. Foto de la sección inferior del reactor, vista externa [112]. ................................. 52

Figura 4-8 Plano de la sección inferior del reactor, vista interna [8]. ................................... 53

Figura 4-9. Tramo de salida de gas y recolección de ceniza remanente [8]. ........................... 53

Figura 4-10. Ubicación de los quemadores y fotografía del quemador [112]. ......................... 54

Figura 4-11. Ubicación axial y angular de los termoelementos en el reactor [8]. ................... 55

Figura 4-12. Punto de ingreso del agente de gasificación [112]. ............................................. 56

Figura 4-13. Sistema de enfriamiento del gas y condensación de alquitranes [43]. ................ 57

Figura 4-14. Zona de gasificación. L= 1055 mm, D1=73 mm. D2=160 mm. V≈16,8 m3 ........ 59

Figura 4-15. Condiciones de frontera y representativas del proceso ...................................... 63

Figura 4-16. Método de volúmenes finitos para dos nodos. ................................................... 63

Figura 4-17. Método de volúmenes finitos para dos nodos. ................................................... 65

Figura 4-18. Flujo de biomasa y error variando número de nodos. ....................................... 66

Figura 4-19. Perfiles de flujo de biomasa variando el exceso de agua a diferentes

temperaturas. ........................................................................................................................ 67

Figura 4-20 Pruebas de puesta a punto del sistema de gasificación ...................................... 67

Figura 4-21 Perfiles de temperatura en la prueba preliminar con carbonizado. La

identificación de los termopares se indica en la Tabla 4-1. .................................................... 70

Figura 4-22. Plano de los componentes del sistema de alimentación. .................................... 72

Figura 4-23. Foto del sistema modificado de alimentación de biomasa. ................................ 73

Figura 4-24. Calibración del tronillo sin-fín del sistema de alimentación de biomasa. .......... 73

Figura 4-25. Esquema del funcionamiento de vástago de sensado de nivel de biomasa [8]. ... 74

Figura 4-26. Sistema de recolección de alquitranes modificado [8]. ....................................... 76

Figura 4-27. Montaje experimental para la prueba de pirólisis de cuesco de palma. ............. 76

Figura 4-28. Perfiles de temperatura en la prueba de pirólisis de cuesco de palma, la

nomenclatura se puede observar en la Tabla 4-1 ................................................................... 77

Figura 4-29. Calibración del contador de gases a la salida .................................................... 78

Figura 4-30. Producción de gas durante la pirólisis de cuesco de palma de aceite ................ 78

Figura 4-31. Disposición final de los termoelementos en el reactor de lecho fijo. .................. 81

Figura 4-32. Calibración de la bomba peristáltica. ................................................................ 82

Figura 4-33. Esquema de la planta de gasificación en su configuración definitiva. ................ 85

Figura 4-34. Esquema global de la secuencia de operaciones realizadas durante la prueba de

gasificación. Tm es el perfil ajustado de temperatura del lecho. B es el perfil de temperatura

medido por los termoelementos B, análogo para C, de acuerdo a la Figura 4-31. ................. 87

Figura 4-35. Peletizadora de plato y rodillos disponible en el Laboratorio de Transmisión de

Calor [102]. ............................................................................................................................ 89

Figura 4-36. Distribución granulométrica, densidad a granel y humedad del cuesco molido . 91

Figura 4-37. Plan experimental para determinar condiciones adecuadas de peletización. % H

simboliza humedad. ............................................................................................................... 91

Figura 4-38. Aspecto físico de los pellets a distintas condiciones de humedad y tamaño de

partícula ................................................................................................................................ 93

Figura 4-39. Fotografía de la melaza (a) y el cmc (b) ........................................................... 94

Figura 4-40. Esquema de preparación y composición de la mezcla a peletizar y del pellet

seco. ....................................................................................................................................... 96

Figura 4-41. Efecto de la velocidad de alimentación del tornillo en el índice de durabilidad de

los pellets. .............................................................................................................................. 97

Figura 4-42. Montaje de retorta para pirólisis de biomasa. A. Retorta metálica, B.

Erlenmeyer, C. Filtro D. tubo en U. E. Depósito con agua a nivel graduado. Fuente:

Elaboración propia. ............................................................................................................... 98

Figura 4-43. Plan experimental planteado para la gasificación de pellets de cuesco. ........... 101

Figura 4-44. Representación del cálculo de la temperatura media de gasificación ................ 102

Figura 4-45. Plan experimental con las condiciones de temperatura y relación agua biomasa

(A/B) calculadas. ................................................................................................................. 104

Figura 4-46. Corrientes de entrada y salida del sistema de gasificación. .............................. 105

Figura 4-47. Ajuste del flujo de carbonizado y su balance elemental. El superíndice 0 denota

el estado inicial sin corregir, y el superíndice f denota el estado cuando se hace la corrección.

............................................................................................................................................. 111

Figura 4-48. Suposiciones del balance y pasos del cálculo iterativo de las corrientes no

determinadas ........................................................................................................................ 112

Figura 4-49. Corrientes de entrada y salida del sistema de gasificación. .............................. 117

Figura 5-1. Diagrama de burbuja con la ubicación de las condiciones de operación de cada

prueba .................................................................................................................................. 126

Figura 5-2. Diagrama de condiciones de operación para la prueba OPSP1. B: Termopares a

86 cm de la tapa, C: Termopares a 137 cm de la tapa, Tm: Perfil de temperatura media

ajustada. ............................................................................................................................... 128

Figura 5-3. Perfiles de Temperatura durante período en estado estable de gasificación. ...... 129

Figura 5-4. Diagrama de condiciones operacionales para la prueba OPSP5 ......................... 130

Figura 5-5. Rendimientos de productos relativos con la biomasa. a). % Carbonizado/Biomasa

b) % Gas/ Biomasa c) % Alquitranes/ Biomasa d) Agua de entrada/ Agua de salida. ....... 134

Figura 5-6. Diagramas de Sankey de balances de materia para dos de las pruebas realizadas.

............................................................................................................................................. 135

Figura 5-7. Rendimiento másico de los productos en base libre de agua producida. ............ 136

Figura 5-8. Composición del gas a diferentes condiciones de gasificación. ............................ 137

Figura 5-9. Poder calorífico superior (MJ/kg) del gas de síntesis para los diferentes

experimentos. ....................................................................................................................... 138

Figura 5-10. Propiedades del gas reformado. a) composición de H2, (CO se calcula por

balance). b) Poder calorífico del gas reformado (MJ/kg). c) relación volumétrica H2/CO

antes del reformado d) relación volumétrica H2/CO depuéss del reformado ....................... 139

Figura 5-11. Relación entre el poder calorífico superior y la temperatura media de

gasificación del lecho ............................................................................................................ 140

Figura 5-12. Relación H2/ CO para gas de síntesis a diferentes condiciones operacionales .. 140

Figura 5-13. a) Rendimiento de gas producido en Nm-3 kg-1 de biomasa seca. b) Contenido

de alquitranes en el gas de síntesis producido en kg Nm-3. ................................................... 141

Figura 5-14. Distribución energética de productos y calor neto a) % kW Carbonizado/kW

Biomasa seca. b) % kW Alquitranes/ kW Biomasa seca. c) % kW Gas/kW Biomasa d) %

Calor neto/kW Biomasa seca. .............................................................................................. 142

Figura 5-15. Diagrama de Sankey para la distribución energética en dos pruebas. .............. 143

Figura 5-16. Distribución energética de productos en base libre de agua producida ............ 144

Figura 5-17. a) Entalpía de gasificación estándar/ MJ kg-1 b) Entalpía de gasificación por

método de las entalpías de formación / kW c) Entalpía de gasificación por el método del

avance de reacción/ kW ....................................................................................................... 148

Figura 5-18. Perfiles de conversión para las diferentes pruebas de gasificación. Los puntos

rojos indican la conversión ideal y los cuadros azules, la conversión experimental en el tiempo

de gasificación determinado en cada prueba. ........................................................................ 150

Figura 5-19. Eficiencia de conversión de carbono para las distintas pruebas. ...................... 151

Figura 5-20. Eficiencia porcentual de gas frío (a) y eficiencia porcentual de gas caliente (b)

para las diferentes pruebas de gasificación. .......................................................................... 152

Figura 6-1. Potencial energético del gas producido a partir de pellets de cuesco extraído de 5

Mt/año de RFF. ................................................................................................................... 156

Figura 6-2. Consumo de RFF para la producción de gas con un potencial energético de 3000

TJ/año ................................................................................................................................. 157

Lista de tablas.

Tabla 2-1. Comparación de los procesos de conversión termoquímica [25] ............................. 9

Tabla 2-2. Potencial energético de la biomasa residual en Colombia (2014) [101] ................ 10

Tabla 2-3. Características de los distintos tipos de fruto de palma de aceite [41] [46]. ......... 14

Tabla 2-4. Reacciones de gasificación a 25°C [70] [71] [56] .................................................... 28

Tabla 2-5. Ventajas y desafíos tecnológicos de los diferentes agentes de gasificación, diseños

del gasificador y condiciones de operación del gasificador para la producción de gas de

síntesis. Elaboración propia a partir de [12] [89] [133] [138] [81] [97] [26] [71] [67] . ............. 36

Tabla 2-6. Valores típicos de componentes, contenido de alquitranes y material particulado

para gasificadores con aire y a presión atmoférica [52] [90] [49]. ........................................... 39

Tabla 3-1. Propiedades de los gases presentes en la mezcla a 1 atm y 0 °C. ......................... 45

Tabla 4-1. Identificación de los termoelementos .................................................................... 55

Tabla 4-2. Parámetros cinéticos y estructurales empleados en el modelo cinético aleatorio de

poros ...................................................................................................................................... 61

Tabla 4-3. Determinaciones en la prueba preliminar con carbonizado. ................................. 71

Tabla 4-4. Rendimiento másico de los productos de la pirólisis de cuesco de palma de aceite

en el reactor de lecho fijo. ..................................................................................................... 79

Tabla 4-5. Resultados de las pruebas realizadas con aglomerantes ....................................... 94

Tabla 4-6. Rendimiento másico de los productos de carbonización en retorta ...................... 99

Tabla 4-7. Resultados del análisis próximo de la biomasa y los carbonizados ....................... 99

Tabla 4-8. Resultados del análisis último de la biomasa y los carbonizados, base libre de

humedad y ceniza. ................................................................................................................ 100

Tabla 4-9. Composición del gas producido por carbonización en retorta. ............................ 100

Tabla 4-10. Determinaciones experimentales de las corrientes de entrada y salida. ............ 109

Tabla 4-11. Determinaciones experimentales de las corrientes de entrada y salida en cada

prueba. ................................................................................................................................. 110

Tabla 4-12. Cálculo de los flujos másicos de C, H, N y O en el flujo de alquitranes y

pérdidas. ............................................................................................................................... 113

Tabla 4-13. Valores de composición elemental de alquitranes encontrados en la literatura. 113

Tabla 4-14 Resumen del modelo iterativo de ajuste de los balances de materia y elementos.

............................................................................................................................................. 116

Tabla 4-15. Modelo de Kirov para el cálculo del calor específico aplicado a la biomasa y los

carbonizados en base seca y libre de ceniza [68] [29]. ........................................................... 120

Tabla 5-1. Resumen de parámetros y condiciones de operación de los experimentos. .......... 131

Tabla 5-2. Resultados del modelo de ajuste del balance de materia y elementos. ................ 132

Tabla 5-3. Fórmulas moleculares y pesos moleculares representativos para biomasa,

carbonizado y alquitranes. .................................................................................................... 145

Tabla 5-4. Rangos de entalpías de formación obtenidos entre las pruebas condicionales. .... 145

Tabla 5-5. Coeficientes estequiométricos de las ecuaciones de gasificación empíricas de cada

prueba. ................................................................................................................................. 146

Tabla 5-6. Coeficientes del polinomio integrado de calor sensible para los gases y el vapor de

agua1. .................................................................................................................................... 147

Lista de símbolos y abreviaturas.

Símbolos con letras latinas

Símbolo Término Unidad SI Definición

a Fracción másica de ceniza 1 𝑚𝑐𝑒𝑛𝑖𝑧𝑎

𝑚𝑏𝑖𝑜𝑚𝑎𝑠𝑎

At Área transversal m2 Dimensión básica

A0

Área superficial específica inicial

promedio del sólido Ec.56

CP Calor específico 1

𝑚(

𝜕𝐻

𝜕𝑇)

𝑃,𝑚

C Concentración molar 𝑛

𝑉

CC% Conversión de carbonizado 1 Ec.75-77-79

CCj% Distribución de carbono de la

biomasa en la especie j 1

𝑚𝐶,𝑗

𝑚𝐶,𝐵

EA Energía de activación Ec. 15

g Aceleración de la gravedad

Entalpía de evaporación U+PV

Δhf0

Entalpía de formación estándar Ec. 68-70-71-73

s Cambio de entalpía sensible ∫ 𝐶𝑝𝑑𝑇

Δ𝐻𝑟 Entalpía de reacción Ec. 67

%H Porcentaje de humedad 1 𝑚𝑎𝑔𝑢𝑎


ID Indice de durabilidad 1 𝑚𝑓

𝑚 𝑖

IC Indice de Calidad 1 Ec.11

K0,S Factor pre-exponencial (mol

m3)

−n m3

m2

1

min Ec.76

L longitud m Dimensión básica

L0 Longitud total de poros por uni-

dad de volumen Ec. 20

m Masa kg Dimensión básica


Flujo másico 𝑚

𝑡

�̅� Peso molecular promedio 𝑚

𝑛

MV Fracción de materia volátil 1 DIN 51720

n Orden de reacción 1 Ec. 21

P Presión Pa

PCS Poder calorífico superior MJ/ kg DIN 51857

PCI Poder calorífico inferior MJ/ kg DIN 51857

%P Porcentaje de polvo 1 Ec.10

�̇� Transferencia de energía por ca-

lor kW 𝑚 ∫ 𝐶𝑝𝑑𝑇

ℛ Flujo de reacción Ec. 14

R Constante universal de los gases 8,3145

𝑟�̅� Radio promedio del poro inicial m Ec.57

S0

Área superficial por unidad de

volumen

𝐿2

𝑉

S Señal del transductor A Ec.12

Salq.

Densidad específica de alquitra-

nes 1

𝑚

𝑉

t Tiempo s Definición básica

T Temperatura K Dimensión básica

Tm Temperatura media de gasifica-

ción K Ec. 41

Tp Tamaño de partícula m Dimensión básica

V Volumen m3 L3

𝑉𝐹 Volumen específico promedio del

sólido Ec. 17

�̇� Flujo volumétrico 𝑉

𝑡

xL Fracción de distancia 1 Ec. 40

xi Fracción molar del gas i 1 𝑛𝑖

𝑛𝑇 ó

𝑉𝑖

𝑉𝑇

�̇� Transferencia de energía por tra-

bajo kW ∫ 𝐹. 𝑑𝑟

w Fracción másica de humedad 1 𝑚𝑎𝑔𝑢𝑎


Símbolos con letras griegas


𝛾𝑖 Rendimiento másico 1 𝑚𝑖

𝑚𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙

𝜖0 Porosidad 1 Ec.17

𝜂 Eficiencia 1 Ec. 83-84-85.

�̇� Flujo molar 𝑛

𝑡

𝜅 Tasa de calentamiento 𝑑𝑇

𝑑𝑡

�̇� Avance de reacción Ec.43

ρ Densidad a granel

ρt Densidad verdadera

𝜎 Parámetro de tamaño de

partícula

1 Ec. 54

𝜔𝑖,𝑗 Fracción másica de i en j 1 𝑚𝑖

𝑚𝑗

𝜔𝐶 Contenido de carbono 1 𝑚𝐶

𝑚𝑇

𝜔𝐶,𝑃 Fracción másica de carbono

en el pellet seco

1 𝑚𝐶

𝑚𝑇

𝜔𝐻 Contenido de hidrógeno 1 𝑚𝐻

𝑚𝑇

𝜔𝑁 Contenido de nitrógeno 1 𝑚𝑁

𝑚𝑇

𝜔𝑂 Contenido de oxígeno 1 𝑚𝑂

𝑚𝑇

𝜔𝑆 Contenido de azufre 1 𝑚𝑆

𝑚𝑇

𝜏 Parámetro adimensional de

tiempo

1 Ec. 21

𝜐𝑖 Coeficiente estequiométrico

de i

1 Definición básica

𝜑 Parámetro estructural 1 Ec.19

Subíndices y superíndices

Símbolo Término

ad Adicionada

alq Alquitranes

B ó biom Biomasa

carb Carbonizado

cond Condensado

dep Depósito de recolección de cenizas del reactor

i, o Inicial

i Componente i

bs Biomasa seca

enf Enfriamiento

ext Externo

f Final

g Gas

gasif Período de gasificación

0 Estándar

pérd Pérdidas calculadas en el balance de materia

r Reacción

s Sensible

tar Alquitranes

waf Libre de humedad y ceniza

wf Libre de humedad

Abreviaturas

Abreviaturas Significado

RFF Racimos de fruta fresca

RFV Racimos de fruta vacías

STP Condiciones estándar presión y temperatura

(p= 1,01325 bar , T=273,15 K)

1. Introducción

Los combustibles fósiles conforman la principal fuente de energía para producir calor y electri-

cidad, sin embargo no son renovables y contribuyen durante la combustión a la producción y

acumulación de gases de efecto invernadero. El uso de fuentes renovables es una alternativa

viable para sustituir los combustibles fósiles y mitigar la producción de dichos gases, especial-

mente de CO2 y CH4. La biomasa comprende residuos orgánicos vegetales, animales y humanos,

de los cuales una gran proporción posee propiedades fisicoquímicas adecuadas para ser emplea-

dos como combustibles. Propiedades como el poder calorífico, la densidad a granel, la humedad,

además de la alta disponibilidad y muy bajos costos asociados a la adquisición, hacen de la

biomasa un sustituto energético prometedor de los combustibles fósiles, como combustible

primario o como materia prima para la producción de combustibles secundarios. Además el

CO2 que produce la biomasa durante la combustión, puede ser utilizado en la fotosíntesis de

la biomasa que se cultiva nuevamente y contrarrestarían las emisiones netas de este gas.

La biomasa es empleada como recurso renovable alternativo principalmente en los países in-

dustrializados. A pesar de la alta disponibilidad en los países en desarrollo, la biomasa no se

ha usado con tecnologías adecuadas y considerando los impactos ambientales negativos. La

biomasa empleada con fines energéticos proviene de cultivos dedicados y residuos agroindus-

triales y forestales. Gran cantidad de estos residuos no presentan condiciones y propiedades

adecuadas para ser empleados en distintos tipos de tecnologías energéticas por lo que requieren

de un pretratamiento.

La peletización o densificación es un proceso de pretratamiento que mejora las propiedades

fiscoquímicas y fluidodinámicas de la biomasa con fines energéticos. La peletización aumenta

la densidad y disminuye la humedad de la biomasa aumentando su eficiencia energética y

disminuyendo los costos asociados al transporte y almacenamiento. La biomasa peletizada

presenta una forma definida y un rango más restringido de tamaño de partícula que permite

mejorar las condiciones de operación en equipos de conversión termoquímica. La biomasa a

peletizar sin embargo debe cumplir condiciones de tamaño de partícula y humedad que pueden

acarrear costos adicionales asociados a los procesos de molienda y secado. Dependiendo de la

composición estructural de la biomasa y para mejorar las propiedades mecánicas requeridas

del pellet, puede ser necesario además el uso de agentes aglomerantes de alta viscosidad para

facilitar o reforzar los fenómenos de aglomeración presentes durante el proceso de peletización.

2 1. Introducción

Existen distintas tecnologías de densificación tales como la extrusión, peletización o brique-

teado.

Existen múltiples alternativas de aprovechamiento energético de la biomasa por medio de las

rutas bioquímicas, fisicoquímicas y termoquímicas. La biomasa se emplea como materia prima

para producir combustibles fluídos secundarios mediante la vía bioquímica que comprende

digestión anaerobia y fermentación para producir bio-gas (mezcla de CO2 y CH4) y la vía

fisicoquímica que comprende los procesos de extracción mecánica de aceites que pueden ser

transesterificados y convertidos en bio-diésel. La ruta termoquímica comprende la combustión,

la pirólisis, la gasificación y la licuefacción. Durante la combustión, la biomasa reacciona con

oxígeno en exceso descomponiéndola en CO2 y H2O y liberando gran cantidad de energía. La

pirólisis en ausencia de oxígeno descompone la biomasa en productos sólidos, líquidos y gaseo-

sos que contienen C, H y O. N está presente en bajas concentraciones. En la gasificación se

emplea un agente gaseoso externo como vapor de agua o aire que reacciona con el carbonizado

producto de la pirólisis de la biomasa para producir una mezcla de gases con mayores propie-

dades energéticas. Por la vía termoquímica se emplea en mayor medida la biomasa como com-

bustible primario sometiéndola directamente a combustión o co-combustión; siendo estos pro-

cesos los más empleados por su facilidad tecnológica. La vía termoquímica también ofrece

alternativas para aprovechar la biomasa como materia prima para producir combustibles se-

cundarios. Estos combustibles pueden estar en forma de carbón vegetal y bio-aceite mediante

pirólisis y gasificación; pueden estar en forma de gas combustible y gas de síntesis (mezcla

entre H2 y CO) mediante gasificación o pueden estar en forma de hidrocarburos líquidos me-

diante licuefacción. La licuefacción es un proceso poco rentable debido a que requiere hidrógeno

a presiones elevadas o vapor de agua en estado supercrítico [12]. Los subproductos de los

procesos de conversión termoquímica también tienen aplicaciones alternativas a la combustión.

El carbonizado producido de la biomasa puede ser procesado para obtener carbón activado.

Los alquitranes o bio-aceites pueden ser empleados como agentes aglomerantes para peletizar

biomasa y el gas de síntesis puede ser materia prima para producir diferentes compuestos

químicos como amoniaco, metanol, glicerol, olefinas y parafinas.

El uso de tecnologías de gasificación de biomasa es una buena alternativa para producir bio-

combustibles secundarios de alto valor agregado. El grado de conversión del carbonizado de la

biomasa, así como la calidad y rendimiento del gas producido durante la gasificación, dependen

de múltiples factores. Tales factores comprenden la naturaleza y las propiedades del carboni-

zado y el gas reactante; las condiciones de operación como temperatura, presión y la relación

de alimentación agente-biomasa y los factores inherentes al tipo de tecnología de gasificación

como la dirección relativa de los flujos, el tiempo de residencia del gas reactante y el área de

1. Introducción 3

contacto entre el carbonizado y dicho gas. Dentro de las tecnologías de gasificación más comu-

nes se encuentran los reactores de lecho fijo, de lecho fluidizado y de flujo de arrastre. Los

equipos de lecho fijo son empleados principalmente a pequeña escala y presentan un diseño

relativamente sencillo, el contacto entre la biomasa y el agente de reacción puede llevarse a

cabo a corrientes paralelas, a contracorriente o a corrientes cruzadas. Los reactores de lecho

fluidizado permiten mantener suspendido el lecho de biomasa y aumentar el área de contacto

del carbonizado y el tiempo de residencia del gas. El lecho fluidizado puede ser burbujeante a

bajas velocidades del agente reactante y circulante a altas velocidades de este agente además

de estar acoplado a un ciclón para la recirculación del material sólido. Los reactores de flujo

de arrastre se usan para aplicaciones energéticas a gran escala y en estos equipos el agente de

reacción desciende al igual que la biomasa por un canal vertical a muy altas temperaturas

[110]. El contenido de alquitranes y material particulado extraído junto con el gas producido

es otro factor determinante para definir las condiciones y la tecnología de gasificación, debido

a las dificultades técnicas para la limpieza y adecuación del gas.

En el presente proyecto se emplea cuesco de palma de aceite de especie Tenera, pulverizado

en un molino de martillos, densificado en una peletizadora de plato y rodillos y aglomerado

empleando melaza de caña. Los pellets de cuesco de palma son fabricados a distintas condicio-

nes de humedad, tamaño de partícula y cantidad de aglomerante y se eligen las mejores con-

diciones dependiendo de las propiedades mecánicas obtenidas del material peletizado. Los pe-

llets se gasifican en un reactor de lecho fijo de corrientes paralelas, alimentados mediante un

sistema con tornillo sin fín. Se emplea vapor de agua como agente gasificante, se usan quema-

dores de gas natural para producir el calentamiento indirecto y un sistema de intercambiadores

de calor de tubos concéntricos acoplados a unos depósitos de recolección para condensar y

almacenar los alquitranes y el agua extraída del proceso. La gasificación ocurre entre 670 °C y

1000 °C a presiones cercanas a la atmosférica regulada mediante una válvula de aguja ubicada

antes de la bomba de vacío principal. Se emplean relaciones de alimentación de vapor de agua-

biomasa entre 0,2 y 2,4. Se analizan las propiedades del gas de síntesis producido a diferentes

condiciones operacionales seleccionadas. Se determinan las características fisicoquímicas de la

biomasa y los productos de la gasificación. Los equipos e instrumentación empleados se en-

cuentran en el Laboratorio de Transmisión de Calor de la Universidad Nacional de Colombia

Sede Bogotá.

El presente proyecto de tesis se desarrolla como parte del proyecto macro

de síntesis a partir de gasificación de cuesco de palma d

4 1. Introducción

en tres tesis de maestría realizadas de forma paralela correspondientes a las tesis tituladas

iero Jimmy Barco [8], en el cual se realizan las labores en conjunto

de puesta a punto del sistema de gasificación y se realizan pruebas de gasificación con cuesco

en forma granular; e l efecto de los parámetros de elaboración de pellets de

[139],

en el cual se evalúan las condiciones y parámetros de peletización y las propiedades mecánicas

de pellets de cuesco de palma de aceite sin aglomerante en un equipo de prensa hidráulica. Los

resultados obtenidos por ambos proyectos son un insumo para el desarrollo parcial de la me-

todología experimental y se aplican en parte del análisis comparativo de resultados del presente

proyecto.

comparativo de la carbonización de cuesco de palma de aceite en reactores de

blicado en la revista Tecnura 20 (2016) p 45-

publicado en las de las memorias de la 24th European

Biomass Conference and exhibition realizada en la ciudad de Amsterdam del 6 al 9 de junio

del 2016.

2. Planteamiento del problema 5

2. Planteamiento del problema

Inicialmente se presentan los aspectos generales sobre el lugar que ocupa la biomasa en el

campo de las energías renovables, posteriormente se describen las características del cuesco

de palma de aceite como residuo agroindustrial y materia prima para la producción del gas de

síntesis. Se describen en detalle los mecanismos, parámetros y tecnologías disponibles de pele-

tización y gasificación. Por último se presentan las técnicas de limpieza y las aplicaciones para

el gas de síntesis.

2.1. Biomasa como fuente de energía.

La energía es la capacidad que tiene un medio físico de producir trabajo y producir un cambio

en la materia, es entonces el factor mediante el cual un ser humano puede realizar cualquier

actividad que le demande el día a día. Los recursos energéticos pueden ser primarios o secun-

darias dependiendo de si han sido transformados física o químicamente [30].

Las formas de energía primaria son:

Energía mecánica hidráulica, mareomotriz o eólica.

Energía térmica proveniente de la combustión de combustibles minerales sólidos como

carbón o lignito o hidrocarburos como gas natural o petróleo.

Energía térmica proveniente de la biomasa, considerada como el conjunto de materia

vegetal y residuos orgánicos. También denominada dendroenergía para residuos fores-

tales [35].

Energía solar aprovechada en forma de radicación solar (energía solar térmica) o elec-

tricidad (energía solar fotovoltaica).

Energía nuclear aprovechada en forma de calor por la radioactividad del uranio y el

plutonio emitida durante fisión nuclear.

Energía geotérmica aprovechada por el calor natural de la tierra transmitido mediante

cuerpos de roca caliente o reservorios por conducción o convección.

A pesar de que la biomasa era la fuente primaria de obtención de energía previa a la introduc-

ción de los combustibles fósiles en forma de carbón, petróleo y gas natural, la humanidad ha

6 2. Planteamiento del problema

dependido de estos últimos recursos que no son renovables [73]. La producción de plásticos y

productos químicos derivados de estas fuentes fósiles han incrementado la explotación de los

yacimientos de los que se obtienen. Otro importante problema asociado al uso de combustibles

fósiles es la liberación del carbono contenido en estas fuentes en forma de CO2 a la atmósfera

lo que ha contribuido en mayor medida a fomentar el calentamiento global [99] [34] [82].

De acuerdo a cifras reportadas por la agencia internacional de energía (I.E.A.) en el 2013 los

requerimientos energéticos globales anuales son cercanos a 400 EJ y los suple en el 86% los

combustibles fósiles. El petróleo suministra el 31%, el carbón el 29%, el gas natural el 21% y

la energía nuclear un 5% de la energía suministrada por los combustibles fósiles [62]. La bio-

masa suple del 10 al 15% de la demanda mundial de energía primaria. En promedio, en países

industrializados la biomasa contribuye del 9 al 13%, y en países en desarrollo la proporción es

de 1/5 a 1/3 [34] [60].

Los recursos energéticos son renovables si se pueden restaurar por procesos naturales a una

velocidad superior a la del consumo por los seres humanos. Dichos recursos garantizarían por

lo tanto la sostenibilidad ecológica de las sociedades. Las principales fuentes renovables de

energía son el sol, el viento, los océanos, la biomasa y el subsuelo terrestre. Los combustibles

renovables y provenientes de residuos representan el 76,9 % del total de las energías renovables

[63]

La biomasa se forma por la conversión que realiza la energía solar de CO2 en la atmósfera en

carbohidratos en presencia de clorofila y agua. Las plantas absorben la energía solar en el

proceso de fotosíntesis. Las plantas hidrolizan el agua para obtener electrones y protones que

usan para convertir el CO2 en glucosa CHmOn, liberando oxígeno. El proceso se representa

mediante la ecuación (1) [57]. La biomasa transforma energía solar y dióxido de carbono en

forma de carbohidratos a energía química vía fotosíntesis que captura cerca de 4000 EJ anual-

mente. El uso de biomasa como combustible es un proceso neutral con respecto al carbono,

puesto que el dióxido de carbono liberado durante la combustión es capturado durante la

fotosíntesis. Los ingredientes principales para el crecimiento de biomasa son la radiación solar,

el dióxido de carbono, la clorofila que actúa como catalizador y el agua [87].

(1)

Según el origen, la biomasa puede ser de dos tipos: primaria o residual. La biomasa primaria

incluye madera, plantas, hojas, cultivos y vegetales. La biomasa residual incluye residuos fo-

restales y agriculturales, madera, subproductos del procesamiento de materiales biológicos y


partes orgánicas de residuos y lodos municipales [73]. La biomasa es una mezcla compleja de

materiales orgánicos tales como carbohidratos, grasas, proteínas junto con cantidades pequeñas

de minerales como hierro, sodio, fósforo y calcio. Los principales componentes son extractivos,

fibra y ceniza. Los extractivos comprenden proteínas, aceite, almidón y azúcar. La fibra o

pared celular compuesta de carbohidratos que se componen de fibras de celulosa y hemicelulosa

que otorgan fuerza estructural a la planta y de lignina que une las fibras. La ceniza corresponde

a los componentes inorgánicos de la biomasa [12].

La biomasa es usada ampliamente para usos no comerciales, como en la cocina o en el calen-

tamiento de espacios. Si no se establecen buenos planes de recosecha y conservación vegetal,

gran parte de este uso tradicional puede no ser sostenible ya que perjudica suelos destinados

para alimentos, afecta los ecosistemas y contribuye con las emisiones de efecto invernadero.

En teoría, los residuos agroindustriales pueden proveer cerca de 800 EJ/año sin vulnerar el

suministro alimentario y los residuos orgánicos pueden suministrar de 40 a 170 EJ/año [34].

Este suministro puede superar los 1000 EJ/año que es mayor a los 400 EJ año determinados

de manera global. La biomasa se usa comercialmente como combustible individual o como

suplemento a combustibles fósiles en las calderas, este último proceso conocido como co-com-

bustión. Las regiones más prometedoras a largo plazo para la producción de energía mediante

biomasa, por el crecimiento demográfico y el rápido desarrollo tecnológico en la agricultura

son América Latina, África sub-saharana, Europa Oriental, Oceanía y el este y noreste de Asia.

[119] [60] [34].

En la Figura 2-1 se muestran las rutas de conversión de la energía de la biomasa en fuentes de

energía secundarias en forma de calor, electricidad y combustibles de transporte. Las principa-

les rutas son la conversión bioquímica, termoquímica y fisicoquímica o por extracción mecánica.

La conversión fisicoquímica o proceso de prensado y extracción, es el proceso en el cual se

produce un biocombustible líquido a partir de la biomasa que contiene aceite vegetal. El aceite

se produce al prensar y/o extraer el aceite de la semilla. Por lo cual solo se pueden usar especies

oleaginosas como el maní, girasol, palma de aceite, soja y semilla de algodón, etc. Después de

una transesterificacion, los aceites pueden transformarse en biodiésel para emplearse como

combustible en motores de combustión interna.


Figura 2-1. Opciones de conversión energética de la biomasa a fuentes de energía secundaria [126]

La conversión bioquímica transforma la biomasa en combustibles líquidos y gaseosos a través

de diferentes procesos indicados a continuación [12].

La fermentación del almidón y la celulosa de la biomasa que producen esencialmente

etanol y azúcares por vía enzimática.

La digestión anaerobia que produce combustible gaseoso compuesto de CH4 y CO2.

La digestión aeróbica o compostaje que constituye una ruptura bioquímica de biomasa

en presencia de oxígeno. Diferentes tipos de microorganismos que acceden al oxígeno

del aire producen dióxido de carbono, calor y digerido sólido.

La conversión termoquímica incluye los procesos de combustión, gasificación, licuefacción y

pirólisis. En esta ruta de conversión la biomasa es convertida en gases, que son sintetizados en

los productos químicos deseados o usados directamente en tecnologías de combustión. Existen

varios procesos de sintesis como el proceso Fischer-Tropsch que produce combustibles líquidos,

olefinas y parafinas; el proceso de metanación, el proceso Haber que produce amoniaco, y el

proceso Mobil que produce metanol y gasolinas [135] .La Tabla 2-1 presenta la comparación

de las condiciones operacionales típicas de los cuatro mayores procesos de transformación ter-

moquímica.


Tabla 2-1. Comparación de los procesos de conversión termoquímica [25]

Proceso Temperatura/ °C Presión /MPa Catalizador Secado

Licuefacción 250 - 330 5 - 20 SI NO

Pirólisis 380 - 530 0,1 - 0,5 NO SI

Combustión 700 - 1400 0,1

NO Puede ayudar

Gasificación 500 - 1300 0,1

NO* Si

*Aunque no son necesarios, se pueden incluir catalizadores en el reactor de gasificación para la descomposición in-

situ de alquitranes.

La combustión involucra procesos de conversión a alta temperatura de la biomasa en exceso

de aire hacia dióxido de carbono y vapor de agua. La gasificación involucra reacciones químicas

en ambientes deficientes de oxígeno. La pirólisis se lleva a cabo en ausencia de oxígeno a

temperaturas relativamente bajas. La licuefacción descompone las moléculas de mayor tamaño

en líquidos de menor tamaño molecular, en presencia de catalizadores a baja temperatura [96]

[12].

La combustión es el proceso más directo y técnicamente más sencillo, sin embargo no aprove-

cha el potencial energético total disponible en la biomasa. La gasificación tiene como ventaja

con respecto a la combustión que puede usar materias primas de bajo poder calorífico y con-

vertirlos no solo en electricidad sino en combustibles para el transporte [73].

La pirólisis es la degradación térmica de la biomasa en productos sólidos líquidos y gaseosos

en ausencia total de oxígeno a excepción de algunos casos donde se permite la combustión

parcial para otorgar la energía requerida en el proceso. La pirólisis a bajas temperaturas se

conoce como torrefacción, en el cual la biomasa se calienta entre 230 a 300°C en ausencia de

oxígeno para producir CO, CO2, agua, ácido acético y metanol. La torrefacción aumenta la

densidad energética de la biomasa y reduce los costos de transporte. La pirólisis puede llevarse

a cabo a bajas o altas tasas de calentamiento en donde se modifica la distribución de los

productos, existiendo mayor rendimiento para los productos fluidos a tasas mayores [46].

La gasificación convierte combustibles fosilizados y no fosilizados en gases y productos químicos

de valor agregado. Ésta requiere un medio para la reacción que puede ser gaseoso (aire, oxígeno,

vapor subcrítico, hidrógeno o mezclas de estos) o agua supercrítica. La gasificación incrementa

el poder calorífico del combustible eliminando componentes no combustibles como nitrógeno y

agua. El azufre y el nitrógeno no están presentes en el combustible gasificado y por lo tanto


no se liberan los óxidos a la atmósfera. La gasificación reduce la razón C/H en el combustible

[12].

La licuefacción convierte de forma directa la biomasa sólida en combustible líquido mediante

procesos hidrotérmicos, en el cual la biomasa hace contacto con agua entre 300-500 °C a altas

presiones 12-20 MPa, o mediante el uso de agua supercrítica [15].

Biomasa en Colombia

De acuerdo a la Unidad de Planeación Minero Energética (UPME) en Colombia las principales

fuentes generadoras de biomasa residual se encuentran en el sector agrícola, destacándose los

residuos agrícolas de cosecha y agroindustriales; el sector pecuario comprendiendo el estiércol

bovino porcino y avícola y el sector de los residuos sólidos orgánicos urbanos que comprenden

los residuos de plazas de mercado, de centros de abastos y podas. Los cultivos generadores de

biomasa residual se dividen en cultivos transitorios y permanentes. Los cultivos transitorios

los conforman el arroz y el maíz. Los cultivos permanentes los conforman el banano, café, caña

de azúcar, caña de panela, palma de aceite y el plátano [129]. Colombia tiene un gran potencial

energético a partir de residuos vegetales, en la Tabla 2-2 se muestra dicho potencial para

diferentes cultivos reportados en el año 2014. El total de potencial energético de biomasa

residual proveniente de los cultivos es de 409,3 TJ/año, de los cuales 91,74 TJ/año corresponde

al generado en plazas de mercado y 318,3 TJ/año a residuos de poda [101].

Tabla 2-2. Potencial energético de la biomasa residual en Colombia (2014) [101]

Cultivo Toneladas anuales Potencial energético (TJ/ año)

Plátano 500.000 6.600

Café 050.0000 49.100

Caña de azúcar 534.500 118.578

Palma de aceite 660.000 16.073

Maíz 940.000 20.800

Arroz 282.400 27.736

Banano 551.000 6.600

La biomasa residual agrícola en Colombia proviene principalmente de los residuos forestales,

agroindustriales y los cultivos energéticos. La industria maderera emplea un porcentaje cercano

al 20 % para usos comerciales, 40% para procesos de aserrío y el restante 40 % se deja en


campo en forma de ramas y hojas [54]. Los cultivos energéticos se conforman de plantas de

crecimiento rápido y poco mantenimiento las cuales normalmente se cultivan en tierras de bajo

valor productivo, sin embargo contribuyen a la producción de importantes biocombustibles:

Los cultivos energéticos como la palma de aceite, el girasol, la soya, la higuerilla, la jatropha,

el maní y ciertas algas contribuyen a la producción del bio-diésel. Los cultivos energéticos como

la caña de azúcar, el maíz, el sorgo, la remolacha, la yuca y el trigo contribuyen a la producción

del bio-etano [33].

De acuerdo a investigaciones de Fedepalma [37], la palma de aceite es la oleoginosa más pro-

ductiva del planeta pues una hectárea sembrada produce entre 6 y 10 veces más aceite que las

demás. Colombia es el cuarto productor de aceite de palma en el mundo, aunque apenas con

el 2 % (mientras Asia (Indonesia, Malasia y Tailandia) aporta el 89 %) y el primero en América

con el 30,9 %. Colombia tiene 483.733 hectáreas sembradas en 124 municipios de 20 departa-

mentos y sus productos se distribuyen en el mundo en forma de aceites comestibles, alimentos

para animales, cosméticos, pintura, jabones, detergentes, tintas para impresión, velas y bio-

combustibles.

Durante la última década el cultivo de palma de aceite en Colombia se ha expandido cerca del

10 % promedio anual siendo el de mayor dinamismo del sector agropecuario, tal y como se

observa en la Figura 2-2. Los departamentos con mayor participación en área sembrada son el

Meta, Cesar y Santander con el 31 %, 16,3 % y 9,5 % respectivamente. Los departamentos con

mayor participación en producción son Meta, Cesar y Magdalena con el 30,4 %, 25,6 % y 19,0

% [91].

Durante el proceso de extracción de los aceites de palma y productos finales del proceso, los

racimos de fruta fresca se someten a esterilización y separación de frutos de la tusa. Los frutos

se someten a digestión y prensado obteniéndose la torta y el aceite bruto. El aceite bruto se

somete a clarificación de donde se obtienen lodos que son desaceitados y se conducen a los

efluentes y el aceite de palma crudo que se seca y se almacena. La torta obtenida en el prensado

se separa en fibra y nuez. La nuez se desfibra, se tritura y mediante separación neumática se

obtiene cuesco y almendra. La almendra se somete a prensado para obtener torta de palmiste

y aceite de palmiste crudo [48].


Figura 2-2. Evolución del área sembrada con palma de aceite en Colombia entre 1959 y 2012 [91].

El sector palmero en Colombia produce aprox. 5 Mt/año de racimo de palma africana, donde

sólo el 20 % del peso del racimo representa el aceite extraído. El restante 80 % es residuo y

humedad, formado por agua, fibra, almendra, raquis y cuesco de palma. La principal aplicación

de estos residuos se centra en la combustión directa de la fibra en las calderas para el suministro

de energía térmica en las plantas extractoras [44]]. Los racimos se emplean además como fer-

tilizante o abono en las pilas de compostaje y el cuesco como relleno de las carreteras en las

plantaciones, fabricación de adoquines y bloques de mampostería y en la producción de carbón

activado para su uso en filtros [100] [46] [8]. Durante el proceso de extracción la biomasa

residual generada corresponde a alrededor del 41 % de los racimos de fruta fresca, en la reno-

vación del cultivo se producen 75 t/ha de biomasa seca. En la Figura 2-3 se observa la distri-

bución de residuos y productos de los cultivos de palma de aceite, en el cual los efluentes

consideran el agua adicionada al proceso [36] [44]


Figura 2-3. Índices de producción de biomasa y productos principales de la palma de aceite [44].

2.2. Cuesco de palma de aceite

Existen dos especies principales de la palma de aceite, la Elaeis guineensis o palma africana de

aceite y la especie Elaeis oleífera o palma americana de aceite. Su nombre se deriva del griego

elaion (aceite) y el nombre guineensis que se refiere a su origen en la costa ecuatorial de Guinea.

La especie más cultivada comercialmente es la Elaeis guineensis, y de esta se conocen tres

variedades, del tipo Dura que contiene un endocarpio grueso o cuesco, del tipo Pisífera que no

contiene cuesco y del tipo Tenera el cual es un híbrido entre la dos tipos mencionados ante-

riormente. La especie más cultivada en Colombia es la Elaeis guineensis del tipo Tenera y es

el residuo empleado en el presente proyecto [11] [51] [95] [98] [139]. De acuerdo a Franke y

Gómez et al. [41] [46], el fruto de palma de aceite se puede clasificar de acuerdo al espesor del


cuesco en Dura, Macrocarya, Deli, Tenera y Psífera, cuyas propiedades se muestran en la

Tabla 3-1. Las partes del fruto de la palma de aceite se representa en la Figura 2-4.

Figura 2-4. Partes del fruto de palma de aceite [47].

Tabla 2-3. Características de los distintos tipos de fruto de palma de aceite [41] [46].

Tipo Espesor del endocarpio

/ mm

Fracción de la masa total / %

Pulpa Endocarpio Almendra

Dura 2-8 35-55 25-55 7-20

Macrocarya 6-8 30-40 40-60 10-15

Deli 2-5 60-65 30-32 8

Tenera 0,5-3 60-95 1-32 3-15

Psífera N.A. aprox. 100 0 aprox. 0

Según la Unidad de Planificación Rural- Agropecuaria (2014) [130] y análisis de Guío et al.

[50], Colombia produce 57.753,8 t/año de cuesco de palma de 3.695.279,8 t/año de biomasa

residual total disponible; el cuesco presenta además un potencial técnico energético de 1,16

PJ/año entre los 77,3 PJ/año que se pueden generar con la biomasa residual disponible.

El cuesco comprende entre el 5 y el 7 % del peso total del fruto, es de consistencia dura, posee

normalmente una estructura porosa y su humedad depende de la región geográfica. Se obtiene

de forma triturada y concentrada del proceso de extracción de aceite lo que reduce costos de

recolección y transporte hasta los sitios de procesamiento. La dureza y porosidad que tiene su

superficie, hacen de este material adecuado para la producción de carbón activado [72]. La

ceniza producida durante la combustión del cuesco y fibra de palma contiene gran cantidad de

calcio, silica, potasio y alúmina que generan problemas de obstrucción en las calderas donde


se realiza co-combustión con material fósil, sin embargo esta ceniza puede ser empleada como

absorbente para remover gases contaminantes como óxidos de nitrógeno y azufre [1].

De acuerdo a García et al [44] en 29 plantas de beneficio de fruto de palma de aceite se

determinaron los usos y cantidades de los diferentes residuos de la extracción de aceite de

palma en las distintas zonas palmeras. Dichas zonas corresponden a la zona norte (Magdalena,

Cesar y Bolívar), zona central (Norte de Santander, Santander y sur del Cesar) y zona Oriental

(Caquetá, Cundinamarca y Meta). El diagnóstico realizado para cuesco de palma se representa

en la Figura 2-5, en el cual se puede observar que se emplea en mayor medida el cuesco para

co-combustión en calderas y en la zona oriental tan sólo un 25 % de la cantidad producida se

emplea para usos alternativos; en la zona norte se emplea cerca del 20 % en el relleno de vías

y en la zona central el 36 % del cuesco producido se destina para la venta.

Figura 2-5. Aprovechamiento del cuesco de palma por zonas palmeras en 2008 [44].

El cuesco de palma contiene una humedad promedio de 11 %, un contenido de volátiles cerca-

nos al 80% en base seca y libre de ceniza y un contenido de ceniza del 1,4% en base seca. Un

poder calorífico superior cercano a los 22 MJ/kg en base seca, la densidad a granel varía entre

los 600 y 750 kg/m3. El cuesco de palma en base seca libre de ceniza presenta un contenido de

carbono de 52,8% , de hidrógeno del 5,7%, de nitrógeno del 0,2% y de oxígeno del 41,3% [46]

[47] [113].


2.3. Proceso de peletización

El uso de la biomasa con fines energéticos tiene una gran limitación con respecto a su baja

densidad a granel que junto con su alto contenido de humedad, proliferación microbiana y

forma irregular dificulta el almacenamiento, el transporte y el uso; también reduce la eficiencia

en la co-combustión al haber grandes diferencias con respecto a la densidad de combustibles

fósiles puesto que reduce el rendimiento energético por unidad de volumen [122] [127].

La densificación ofrece una alternativa prometedora para los problemas descritos anteriormente.

Durante este proceso la biomasa aumenta su densidad mediante compresión mecánica redu-

ciendo así los costos de manejo, transporte y almacenamiento. Comercialmente se emplean

peletizadoras, extrusoras, briqueteadoras o prensas de rodillos [123] [58] [66].

El material densificado presenta formas y tamaños similares lo que facilita su uso en los equipos

estandarizados de manejo y almacenamiento y se adoptan fácilmente en equipos de combustión,

co-combustión con carbón mineral, gasificación y pirólisis, entre otros procesos de transforma-

ción termoquímica, debido a la mejora en sus propiedades de flujo y alimentación [125].

2.3.1. Tecnologías de peletización.

Se emplean dos técnicas principales de aglomeración, por compresión o por efecto Tumble o

caída. En la aglomeración Tumble, el material se somete a un equipo con movimientos rotato-

rios en presencia de aglutinantes como discos, conos o tambores de bolas; mientras en la aglo-

meración por compresión se aplican fuerzas de gran magnitud al material en volúmenes confi-

nados [78] [84].

Antes de ingresar a cualquier tipo de tecnología de densificación, el material se muele a un

tamaño de partícula deseado, sujeto a pre-tratamientos como mezclado con aditivos o grasas,

y acondicionando la temperatura y la humedad [125]. Los productos densificados salen a mayor

temperatura debido al calor por fricción generado al interior del equipo, por lo que son enfriados

con aire del ambiente para su posterior empaquetamiento y almacenamiento [124].

Los procesos de aglomeración por compresión se subdividen en tres tipos: extrusión, peletiza-

ción y briquetización. En una extrusora el material se comprime a altas temperaturas mediante

un mecanismo tornillo-sin fin o pistón a través de un dado que contiene usualmente agujeros


cilíndricos; esta tecnología es ampliamente usada en Asia, especialmente en India, Tailandia y

Japón [17].

Figura 2-6. Esquema de una extrusora de pellets [125].

En una peletizadora tiene dos configuraciones comunes, una en la cual el material es presionado

por pequeños rodillos a través de unos agujeros cilíndricos hechos en la periferia de un anillo

y otra en la que son presionados por rodillos contra la superficie de un plato circular. La

fricción generada entre las partículas del material y la resistencia al flujo que ofrece la parte

interna del dado favorecen la formación de pellets. La longitud de los pellets se controla por

medio de unas cuchillas ubicadas en el punto de salida del material. La tecnología de peletiza-

ción es comúnmente usada a gran escala en E.E.U.U. y Europa. En la Figura 2-7 se pueden

observar las dos configuraciones indicadas.

Figura 2-7. Configuración de una peletizadora de rodillos y plato (a), y rodillos y anillo (b)

[102].


En una briqueteadora, el material se densifica por la compresión ejercida entre dos rodillos

girando en contraposición o mediante un mecanismo de pistón hidráulico activado hidráulica-

mente a una frecuencia determinada. En la primera configuración el material se comprime en

el sistema de alimentación mediante un tornillo cónico con el fin de remover aire de materiales

de baja densidad. Los rodillos ejercen la presión final del proceso y contienen agujeros con el

tamaño y forma de las briquetas. Estas briquetas tienen forma de almohada y miden entre 10

y 40 mm. Esta tecnología se usa en E.E.U.U. y Europa para peletizar principalmente carbón

mineral [66]. En la segunda configuración la biomasa es desplazada por el pistón a través de

un conducto cilíndrico y presionado contra un dado de sección transversal ajustable.

2.3.2. Mecanismos de aglomeración.

La fuerza y durabilidad de los pellets dependen de las fuerzas físicas que mantienen unidas las

partículas. En la Figura 2-8 se observa una representación de los diferentes mecanismos de

aglomeración. El numeral a) corresponde a puentes sólidos por puentes de sinterización, fusión

parcial y cristalización de sustancias solubles. El numeral b) corresponde a reacciones químicas,

agentes endurecedores, aglomerantes de alta viscosidad y capas de adsorción. El numeral c) a

puentes líquidos, cristalización de sustancias disueltas, o deposición de partículas suspendidas.

El numeral d) a fuerzas moleculares, fuerzas electrostáticas y fuerzas magnéticas. El numeral

e) a enclavamiento y el numeral f) a aglomerante de matriz y fuerzas capilares [104] [115].

Los puentes sólidos (a) se forman principalmente por difusión molecular de una partícula a

otra mediante la aplicación de altas presiones y temperaturas. También se pueden formar

mediante la cristalización de aditivos, reacción química o solidificación de componentes fundi-

dos.

Los puentes de sinterización (a) se forman cuando se superan los dos tercios de la temperatura

de fusión de los sólidos y empieza a ocurrir la difusión de moléculas entre partículas. Las altas

presiones y temperaturas pueden causar que ciertas partes del sólido se fundan y se resolidifi-

quen rápidamente ocasionando enlaces endurecedores entre partículas. Los puentes se pueden

generar también durante las fluctuaciones de temperatura mediante recristalización de sales.

Dentro de los promotores de fuerzas de cohesión y adhesión se encuentran los aglomerantes

de alta viscosidad (b) como betún, miel o alquitranes y las capas de adsorción inmóviles me-

nores a 3 nm entre partículas sólidas que se deforman y cohesionan a altas temperaturas. Los

aglomerantes se adhieren a las superficies sólidas de las partículas para proveer enlaces tan


fuertes como los enlaces sólidos. La humedad libre entre las partículas en procesos de aglome-

ración húmedos también puede proveer fuerzas cohesivas.

Las aglomeraciones húmedas se forman por la combinación de dos mecanismos: los puentes

líquidos desarrollados de la condensación capilar y la presión capilar negativa que existe cuando

los poros de las partículas sólidas presentan un menisco cóncavo (c) [115].

Las fuerzas de atracción entre sólidos comprenden enlaces químicos libres, puentes de hidró-

geno, fuerzas de van der Waals, electrostáticas y fuerzas magnéticas (d).

Los enlaces de enclavamiento suceden durante el proceso de compresión, en el cual fibras,

partículas planas y partículas a granel se entrelazan unas con otras (e).

Figura 2-8. Representación pictórica de los mecanismos de aglomeración. Adaptado de [104].

2.3.3. Factores de aglomeración

Dentro de los factores que afectan la fuerza y durabilidad de los pellets se encuentran los

factores intrínsecos de la biomasa y los factores dependientes de los parámetros de operación

de los equipos de densificación.

Factores intrínsecos de la biomasa.

Debido a la variabilidad inherente en las propiedades fisicoquímicas de las materias primas, el

efecto sobre la fuerza y durabilidad se considera sobre constituyentes como almidón, proteína,


fibra y grasas. Las características aglomerantes más comunes de los constituyentes se indican

a continuación [104]:

La gelatinización del almidón ocurre en presencia de calor y humedad por dos meca-

nismos: hidración e hinchamiento y ruptura de los granulos de almidón por esfuerzo

cortante de la superficie caliente del dado al ser extruido. Entre mayor es la gelatini-

zación, mayor es la durabilidad del pellet.

La proteína se plastifica en presencia de calor y actua como agente aglomerante au-

mentando la fuerza de los productos.

La fibras pueden ser hidrosolubles o hidrofóbicas. Las fibras hidrosolubles, aumentan

la viscosidad en la biomasa y afectan positivamente la estructura del pellet. Las fibras

hidrofóbicas actúan como agente de ligamiento entre partículas. [124].

Las grasas actúan desfavorablemente en la peletización de biomasa ya que lubrica las

partículas y la superficie del dado, lo que disminuye considerablemente la fricción que

produce en última instancia la aglomeración del pellet.

La lignina y los extractivos actúan como un aglomerante in-situ siempre y cuando los

componentes polímericos no cristalinos se adhieran dentro de las condiciones de la zona

de cristalización.

La humedad juega un papel importante como agente aglomerante y lubricante del proceso ya

que desarrolla fuerzas de van der Waals entre las partículas. Existe un valor óptimo de hume-

dad hasta el que se puede obtener una durabilidad del pellet máxima, afectando de igual

manera los compuestos hidrosolubles como almidón y sales. EL rango óptimo de humedad

depende de las propiedades fisicoquímicas de la biomasa, por lo que se deben determinar ex-

perimentalmente teniendo como criterio el índice de durabilidad. A altas humedades (≥ 25%),

debido a la incompresibilidad del agua, la humedad atrapada en las partículas previene la

estructuración y la liberación de aglomerantes naturales en los pellets [103].

El efecto del tamaño de partícula influencia de manera importante en la durabilidad del pellet.

Generalmente se favorece la durabilidad a mayor cantidad de finos debido a que estos admiten

mayor humedad, en cambio las partículas de mayores tamaños son puntos de fractura en los

pellets. El rango de tamaño de partícula para pellets de buena calidad se encuentra entre 0,6

y 0,8 mm. Debido a que la molienda del material genera altos costos de producción se pueden

emplear mezclas con tamaños grandes [127] [66].

La biomasa puede precalentarse antes de someterse a la densificación para activar los aglome-

rantes inherentes o adicionados. Altas temperaturas también pueden promover deformación de


partículas termoplásticas. El precalentamiento puede ser directo mediante fricción, calenta-

miento por lecho fluidizado o acondicionamiento con vapor; y puede ser indirecto mediante

bandas calentadas por resistencias eléctricas. La temperatura de precalentamiento no debe

superar los 200 °C para evitar descomposición térmica [59].

Un agente aglomerante puede ser un líquido o sólido, inorgánico u orgánico que forma puentes,

películas, matrices o reacciones químicas para formar enlaces intraparticulares fuertes. La se-

lección de aglomerantes depende principalmente del costo y el efecto ambiental. Para incre-

mentar la calidad de los pellets o mejorar las variaciones de calidad, se adicionan entre 0,5 y

5% de aditivo aglomerante [104].También se puede optar por mezclar la biomasa con otra que

presente mejores propiedades de compactación.

Factores de las tecnologías de densificación.

La aplicación de presión por los equipos de densificación habilita diferentes mecanismos de

enlace. A altas presiones, los componentes naturales que unen las partículas, como almidón,

proteína, lignina y pectina son liberados. En una peletizadora típica se esperan presiones entre

100 y 150 MPa, en una prensa de rodillos se alcanzan presiones entre 100 y 200 MPa [84]. El

incremento de la presión entre 5 y 40 MPa puede incrementar la durabilidad, la fuerza tensil,

la resistencia al esfuerzo de corte y la resistencia al impacto de los pellets entre 80 y 90 % para

materiales de baja densidad. El efecto de la presión puede aumentar cuando se precalienta el

material [120].

La dimensión del dado de extrusión es otro parámetro que influencia la durabilidad de los

pellets. Entre mayor sea la relación l/d del dado se produce mayor gelatinización y mayor

durabilidad, debido a que aumenta el esfuerzo cortante aplicado.

La velocidad del giro de los rodillos es un factor indirecto de la operación que también puede

afectar el índice final de durabilidad de los pellets. Las peletizadoras comerciales trabajan entre

60- 500 rpm, sin embargo algunos autores estiman valores óptimos para el giro de las peleti-

zadoras entre 180- 250 rpm [123].

Para peletizadoras de plato agujerado y anillo agujerado la holgura entre el rodillo y el plato,

es un factor imprescindible para la durabilidad final del pellet. Aumentar la holgura, permite

mayor tiempo de pre-compresión del material antes de extruirse por el dado, sin embargo

después de cierto umbral la magnitud de la fricción ejercida disminuye y por lo tanto la dura-


bilidad deseada del pellet. Algunos autores recomiendan holguras entre 2 y 2,5 mm para di-

versos tipos de biomasa [114]. De igual manera la energía del motor suministrada en el equipo

puede aumentar las propiedades del pellet. Un aumento de 26,5 a 33 kWh/t puede incrementar

la durabilidad del pellet de 25 a 80% [123] [125] [66].

2.3.4. Determinación de la calidad de los pellets.

La calidad de los productos densifcados debe cumplir requerimientos del cliente y/o estándares

del mercado. Entre los factores más importantes a considerar se encuentra la cantidad de finos

presentes, por lo que los pellets deben tener buenas propiedades mecánicas en el manejo y

transporte. Existen tres tipos de fuerzas que causan daño, fragmentación o abrasión de los

pellets: La compresión que ocurre cuando se aplasta el material, el impacto en el momento de

caída y el esfuerzo cortante que resulta en la abrasión natural de las superficies. Por lo tanto

se debe evaluar la fuerza y durabilidad del producto peletizado [137].

La fuerza o la durabilidad del material densificado son indicadores directos de la calidad y se

pueden medir en términos de la resistencia a la compresión, la resistencia abrasiva, la resisten-

cia al impacto y la resistencia al agua. Estos métodos comúnmente dan resultados similares:

[111].

La resistencia a la compresión es la máxima carga que puede soportar un pellet antes

de romperse o agrietarse. Se determina mediante el test de compresión diamétrica

(Norma ASTM C39-04A). El pellet es dispuesto entre dos placas de diámetro mayor

al del pellet y se aplica una carga creciente a velocidad constante hasta observar el

momento en que el pellet se agriete o rompa.

La resistencia a la abrasión o durabilidad simula el manejo mecánico o neumático de

los pellets. Los métodos más usados son el método del dispositivo Tumbling o giratorio,

el test Holmen y el test Ligno descritos en la norma ASABE S269.

El dispositivo Tumbling, determina el índice de durabilidad del pellet y predice el

porcentaje de polvos producidos durante manejo mecánico. En el dispositivo giratorio

el pellet produce finos debido al impacto y la abrasión entre ellos y entre las paredes.

Es posible adicionar pernos, tornillos, engranajes o nueces metálicas a la superficie para

ofrecer mayor roce. La norma ASABE S269.4 establece que se deben colocar 500 g de

pellets previamente tamizados con una malla equivalente a 0,8 veces el diámetro del


pellet, por 10 minutos a 50 rpm. El índice de durabilidad es el cociente de los pellets

tamizados después de la prueba sobre los pellets tamizados antes en forma de porcen-

taje. Este método es el más ampliamente usado en las industrias estadounidenses [136].

En el test Holmen, 100 g de pellets circulan neumáticamente por un conducto de su-

perficie transversal cuadrada entre 30 a 120 segundos e impactan repetidamente contra

las superficies y esquinas del conducto. Los pellets remanentes se recolectan a la salida

y se determina el índice de la misma manera que en el método del dispositivo Tumbling.

En el test Ligno, 100 g de pellets se hacen circular neumáticamete por una cámara en

forma de pirámide invertida perforada por 30 segundos. La cámara se programa a 60

mbar de presión y los finos se hacen pasar por una malla de 3,15 mm. Los finos que

pasan esta malla se pesan y el índice de durabilidad se calcula directamente.

La resistencia al impacto o resistencia a la caída se evalúa mediante pruebas de caída

o Drop Tests. Estas pruebas simulan la caída de los pellets desde el vehículo de trans-

porte al suelo. El pellet se deja caer desde una altura de 1,85 m en un placa metálica

4 veces, y la durabilidad se toma como la fracción del trozo de pellet más largo [116].

Según Lindley [79], una briqueta de 50mm de diámetro debía ser sometido a 10 caídas

repetidas desde 1 m de altura a una superficie de concreto. Richards [111] deteminaba bajo

las mismas condiciones el índice de durabilidad como ID = (100 x N)/n, para distintos

números de caídas N, de acuerdo a la cantidad de fracciones que quedan después de la

prueba n.

La resistencia al agua indica el nivel de desfavorabilidad que le proporcionaría la lluvia

o altos ambientes de humedad a los pellets, se determina siguiendo la norma ASAE

S269.5 por el método de absorción de agua en el cual una briqueta de 50 mm de

diámetro por 18 mm de espesor se sumerge en agua a 27 °C por 30 segundos [79]. Otra

manera es dejando los pellets en una cámara a alta humedad relativa entre 70 y 90 %

y temperaturas entre 10 y 40 °C. Luego se determina la resistencia a la abrasión me-

diante Tumbling y se comparan para antes y después de la prueba [123].

Para la comercialización de la biomasa densificada existen múltiples normas con las cuales se

estandarizan los rangos aceptables de propiedades de los pellets, entre las que se destacan las

siguientes [28] [139]:


Pellet Fuel Institute

European common Standard for Solid Fuel

ÖNORM 7135, compressed Wood or corn-pressed bark in natural state- pellets and

briquettes.

Pellsam (Suecia)

DIN 51731- Testing of solid fuels- compressed bark in natural state

SN 166000 - Testing of solid fuels- compressed untreated wood.

Se desarrolla de manera paralela al presente proyecto, un estudio detallado sobre la peletización

de cuesco de palma de aceite en una prensa hidráulica con un émbolo de 45 mm de diámetro

que extruye la biomasa por 14 agujeros de 6 mm de diámetro

gación del efecto de los parámetros de elaboración de pellets de cuesco de palma en el proceso

del ingeniero Andrés Zapata [139]. En este trabajo se evalúa el efecto de la hume-

dad, la temperatura y el tamaño de grano sobre la durabilidad de los pellets, la presión de

peletizado y el comportamiento térmico.

2.4. Proceso de gasificación

La gasificación es la conversión de biomasas sólidas o líquidas en un gas de alto valor agregado

que puede ser usado como combustible o como materia prima para la producción de múltiples

compuestos químicos importantes. La gasificación aumenta la concentración del contenido de

hidrógeno y despoja de carbono la biomasa, aumentando así la relación H/C del gas producido

y agrupando energía en forma de enlaces químicos. Se diferencia de la combustión porque esta

última rompe enlaces químicos para liberar energía, oxidando el hidrógeno y el carbono de la

biomasa para producir agua y dióxido de carbono respectivamente [53].

2.4.1. Etapas del proceso de gasificación

Un proceso típico de gasificación considera cuatro procesos sucesivos: secado, pirólisis, com-

bustión parcial de algunos gases, vapores y carbonizado y gasificación de los productos de

descomposición. En la mayoría de los gasificadores comerciales, la energía térmica necesaria

para el secado, la pirólisis y las reacciones endotérmicas proviene de reacciones exotérmicas de


combustión en el gasificador [12]. Los productos de la pirólisis también pueden reaccionar

entre ellos mismos a las condiciones de gasificación. El uso de un medio reactante es esencial

para el proceso ya que es el encargado de reorganizar la estructura molecular de los productos

de la pirólisis y convertirlos en gases. La naturaleza de este medio reactante define la calidad

energética y la composición del gas obtenido al igual que el método y condiciones de operación.

Los principales agentes reactantes son el oxígeno, el vapor y el aire. El oxígeno es usado para

el paso de la combustión y puede ser introducido de forma pura o en aire. Usando aire y

mezclas vapor-aire como medio de reacción se obtiene un poder calorífico inferior bajo del gas

producido (4-6 MJ/Nm3); usando oxígeno y vapor de agua se obtienen poderes caloríficos

inferiores medios en el gas producido (12-18 MJ/Nm3) y mediante hidrogenación se podría

obtener un valor calorífico de 40 MJ/Nm3 [89]. Cuando el medio de reacción no tiene oxígeno,

el proceso no incluye la etapa de combustión por lo que el calentamiento se realiza de manera

indirecta por la parte externa del gasificador. En la Figura 2-9 se puede observar el esquema de

las diferentes etapas y el flujo de energía en un proceso típico de gasificación funcionando con

calentamiento directo (a) y otro proceso con calentamiento indirecto (b).

Figura 2-9. Etapas y flujo de energía en un proceso de gasificación con calentamiento directo (a) y con

calentamiento indirecto (b).


Durante la fase de secado, la biomasa requiere de 2260 kJ de energía por cada kilogramo de

humedad que se deba retirar de la biomasa, y esta energía no es recuperable. La mayor parte

de la biomasa maderable recién extraída tiene humedades entre 30 y 60% [69] , por lo que

antes de procesarse debería retirase la humedad superficial y secarse parcialmente hasta obte-

ner humedades menores al 20% con el fin de obtener un combustible gaseoso con un poder

calorífico mayor al de la biomasa de donde es producido [12]. La humedad superficial de la

biomasa se libera hasta los 110 °C a partir de ahí comienzan a liberarse los extractivos de la

biomasa en forma de volátiles hasta los 200 °C [46].

Durante la fase de pirólisis, las largas moléculas de biomasa se rompen en pequeñas moléculas

de gases condensables (CO, CO2, H2, CH4, etano, etileno, benceno, etc.) y no condensables. La

pirólisis se lleva a cabo típicamente en un rango entre 300 °C a 650 °C. Los gases condensables

corresponden a agua, hidrocarburos pesados y alquitrán. Éste último es un líquido corrosivo

y de alta viscosidad que genera dificultades operacionales para la limpieza del gas producido.

La naturaleza y rendimiento relativo de los productos generados durante la pirólisis depende

de la composición de la biomasa, la temperatura máxima, la tasa de calentamiento y el tiempo

de residencia. La pirólisis comienza con reacciones homogéneas primarias en donde ocurre la

reacomodación molecular de la biomasa produciendo gases condensables y carbonizado. Los

gases condensables experimentan reacciones secundarias homogéneas en fase gaseosa para pro-

ducir gases no condensables como CO y CO2 y reacciones secundarias heterogéneas con la fase

sólida para producir compuestos líquidos de elevado tamaño molecular (alquitranes) y carbo-

nizado a través de polimerización y recondensación [46].

El carbonizado producido de la pirólisis contiene un alto contenido de carbono (aprox. 85%),

el resto está constituido por oxígeno e hidrógeno principalmente; su contenido de cenizas es la

mayoría de veces muy bajo y su poder calorífico inferior (cercano a 32 MJ/kg) es mayor al de

la biomasa de donde proviene y al de los alquitranes [27]. El alquitrán consiste de compuestos

fenólicos homólogos que se producen de la depolimerización rápida y simultánea de celulosa,

hemicelulosa y lignina. El alquitrán es una microemulsión en donde la fase continua comprende

una solución de los productos de la celulosa y hemicelulosa principalmente, mientras la fase

discontinua comprende moléculas derivadas de la descomposición de la lignina. De manera

general los compuestos encontrados en el alquitrán corresponden a hidroxialdehidos, hidroxi-

cetonas, dehidroazúcares, ácido carboxílico y compuestos fenólicos [105]. Los alquitranes pue-

den ser primarios, secundarios o terciarios dependiendo de la temperatura a la cual se producen,

en la Figura 2-10, se observan los perfiles de producción de los diferentes tipos de alquitranes

para pirólisis con un tiempo de residencia de 0,3 segundos [92]. Los alquitranes primarios son

mezclas de compuestos oxigenados y éteres fenólicos que se descomponen por encima de 600°C


antes de que aparezcan los alquitranes terciarios. Los alquitranes secundarios se componen

principalmente de éteres heterocíclicos alquilo-fenólicos y los alquitranes terciarios de hidro-

carburos aromáticos policíclicos [70].

Figura 2-10. Ejemplo de distribución de los distintos tipos de alquitranes en función de la temperatura

[70] [92] [43].

La pirólisis puede clasificarse en pirólisis rápida (flash y ultra rápida) si el tiempo de reacción

es mucho mayor al tiempo de calentamiento y en pirólisis lenta o carbonización si sucede lo

contrario. Si la tasa de calentamiento es constante esta se puede considerar el inverso del

tiempo de calentamiento [106].

La pirólisis lenta favorece un tiempo de residencia suficientemente alto a temperaturas bajas

para que los vapores se conviertan en carbonizado y gas. Durante este proceso se alcanzan

temperaturas no mayores a 400 °C. La pirólisis rápida en cambio maximiza la producción de

alquitranes y la biomasa alcanza la temperatura de pirólisis antes de descomponerse. Pueden

usarse tasas de calentamiento entre 1000 y 10000 K/s y dependiendo del producto deseado se

programan temperaturas máximas de 650 °C para favorecer la producción de alquitranes y de

1000 °C para gases [12].

2.4.2. Reacciones de gasificación

La fase propiamente de gasificación involucra reacciones químicas hetereogéneas entre los pro-

ductos de la pirólisis y el medio de reacción y reacciones homogéneas entre los mismos compo-

nentes de los gases formados durante el proceso. Las reacciones más importantes son las que


se dan entre el agente de reacción y el carbonizado producido en la pirólisis. Los carbonizados

contienen al igual que la biomasa C, H y O sin embargo la concentración de C es mucho más

elevada. La reactividad durante la gasificación es mayor en cuanto aumenta el área superficial

o la porosidad del carbonizado. La porosidad de los carbonizados de biomasa se encuentra

entre 40 y 50% mientras que la del carbón mineral está de 2 a 18%. Los poros de los carboni-

zados derivados de la biomasa (20-30 µm) son más grandes que los encontrados en los carbones

minerales (cerca de 5 angstrom) [32]. Las principales reacciones del proceso de gasificación se

muestra en la Tabla 2-4.

Tabla 2-4. Reacciones de gasificación a 25°C [70] [71] [56]

Clase Tipo/ Nombre Reacción Entalpía

/ kJ/mol

Heterogénea

Boudouard +172

Carbonizado-vapor de agua +131

Hidrogasificación -74,8

Oxidación -394

Oxidación parcial -111

Homogénea Conversión agua-gas -41,2

Reformado de metano +206

La velocidad de gasificación del carbonizado depende del potencial reactivo o reactividad R

tanto del carbonizado como del agente de reacción; generalmente RC+O2 >> RC+H2O > RC+CO2

>> RC+H2 [132]. El CO y el H2 tienen efectos inhibitorios en la velocidad de gasificación de las

reacciones Boudouard y carbonizado-vapor de agua respectivamente por lo que es necesario

retirarlos continuamente del lugar de reacción [9] [10] [18]. Barrio et al. [10] [encontraron que

30% de hidrógeno en la atmósfera reactiva puede reducir 15 veces la velocidad de reacción

Carbonizado- vapor de agua. La velocidad de gasificación depende no sólo de la naturaleza del

carbonizado y el agente de reacción sino también de las condiciones operacionales como con-

centración del agente, temperatura y presión. Dentro de las características de los carbonizados

que influyen en la reacción se encuentran el tamaño de partícula, la estructura superficial, los

centros activos disponibles para la reacción, contenido de minerales y su efecto catalítico;

condiciones de pirólisis, pretratamiento y conversión previa. Normalmente la reactividad de

los carbonizados de biomasa aumenta con la conversión, caso contrario que con los carbones

minerales [77].


2.4.3. Tecnologías y condiciones de gasificación

Los equipos usados para la gasificación se clasifican de acuerdo al modo de contacto entre el

gas y el sólido. Los tres grupos grandes de reactores comprenden: reactores de lecho fijo/móvil,

reactores de lecho fluidizadoy de flujo de arrastre. Cada uno de estos reactores tiene aplicacio-

nes energéticas diferentes. La Figura 2-11 presenta la clasificación de los gasificadores con su

respectivo rango de capacidad de producción de energía térmica aproximado [82] [71] [12]. La

tecnología más pequeña corresponde al reactor de lecho fijo de flujo cruzado mientras que el

reactor de flujo de arrastre es el de mayor tamaño.

Figura 2-11. Tipos de gasificador y rango de capacidad energética [82] [71].

Gasificadores de lecho fijo o móvil.

Están compuestos por reactores en los cuales la biomasa se alimenta por gravedad y se soporta

sobre una malla o parrilla. El mayor atractivo de estos reactores es que pueden ser construidos

en pequeños tamaños con bajas inversiones. Pesentan desventajas con respecto a la distribución

uniforme de agente de reacción, temperatura y composición del gas a lo largo de la sección

transversal del gasificador. Los gasificadores de lecho fijo pueden ser a contracorriente, co-

corriente o flujo cruzado [94].


Gasificadores de lecho fijo a contra-corriente o updraft:

En estos reactores el medio de gasificación fluye hacia arriba, mientras el lecho de biomasa

desciende (Figura 2-12). El gas de reacción ingresa al gasificador y hace inicialmente contacto

directo con el lecho de ceniza. La biomasa se seca haciendo contacto con el gas ascendente,

luego se piroliza y el carbonizado continua su recorrido a la zona de gasificación mientras los

gases producidos fluyen hacia arriba. El gas se obtiene en la parte superior a temperaturas

bajas (menores a 300°C), lo que implica altas eficiencias térmicas del equipo [20]. Estos gasi-

ficadores son adecuados para biomasas con altos contenidos de humedad y ceniza y carboni-

zados con bajo contenido de volátiles. La producción de alquitranes es normalmente elevada

en estos equipos (30 - 150 g/Nm3) [133] [12]. Debido a las dificultades que implica la limpieza

del gas no son adecuados para producir gas combustible destinado a almacenamiento o a

motores de combustión interna, por lo que se podrían emplear de manera más eficiente para

producir gas de síntesis al cual se le retiran la mayor cantidad de impurezas y se puede destinar

para procesos de combustión directa o en procesos de síntesis de compuestos químicos.

Figura 2-12. Gasificador de lecho fijo a contracorriente [12].

Gasificadores de lecho fijo a corrientes paralelas o downdraft:

En estos reactores el gas de reacción entra por un punto en la parte inferior y fluye hacia abajo

en la misma dirección de la biomasa. El gas producido pasa por el lecho de carbonizado y


ceniza a alta temperatura que favorece el craqueo de alquitranes, por lo que este tipo de reactor

tiene la menor producción de estos gases condensables (0,015 -3 g/nm3) y son preferidos para

el suministro de gas combustible en motores de combustión interna [20]. Cuando el medio de

reacción tiene oxígeno, en el momento de ingresar al reactor se genera la zona de combustión

del carbonizado producido en la pirólisis que alcanza temperaturas entre 1200 °C y 1400 °C.

Luego el gas desciende y gasifica el carbonizado restante, atraviesa el lecho de ceniza y es

posteriormente evacuado mediante vacío por la parte superior del gasificador. En la Figura

2-13 se presenta un esquema de un gasificador de lecho fijo a corrientes paralelas en el cual se

emplea aire como agente de reacción e ingresa por la parte inferior izquierda. El aire oxida el

carbonizado producido en la pirólisis y genera la zona de combustión entre 1000 °C y 1400 °C,

luego junto con los productos de la combustión que corresponden a H2O y CO2 desciende y

gasifica el carbonizado remanente para producir gas de síntesis. Los gases producidos y rema-

nentes del proceso circulan por la camisa externa y se evacúan en la parte superior izquierda.

Figura 2-13. Gasificador de lecho fijo a corrientes paralelas [20] [12].

Existen dos tipos de reactores Downdraft dependiendo de la presencia de garganta en el cuerpo

del reactor: Los reactores de núcleo abierto o sin garganta (Figura 2-13) y los reactores cons-

treñidos o con garganta (Figura 2-14). El propósito de la garganta es generar una zona de

combustión de mejordistribución de temperatura por el que fluye todo el gas de pirólisis y el

gas de reacción que entra por una boquilla superior a la garganta. Los reactores con garganta


no son adecuados para las biomasas con bajas densidades como la cascarilla de arroz, ya que

fomenta la formación de puentes o canalizaciones por el descenso restringido [110].

Figura 2-14. Reactores con garganta o constreñidos a) Tipo Imbert b) generales [12] [118].

Gasificadores de lecho fijo a flujo cruzado o crossdraft.

En estos reactores el gas de reacción se introduce por un costado y el gas producido se extrae

por el costado opuesto. La zona de reacción es bastante reducida con baja capacidad térmica

por lo cual presenta tiempos de arranque mucho más cortos que los otros tipos de lecho fijo.

El carbonizado producido por la pirólisis hace contacto directo con el aire en su boquilla de

acceso y genera una zona de combustión que alcanza temperaturas de hasta 1500 °C. Es ideal

también para motores de combustión interna con baja capacidad térmica. La concentración

de alquitranes en el gas producido es baja por lo que se requieren sistemas de limpieza sencillos

[20] [71]. En la Figura 2-15 se presenta un esquema de un gasificador a flujo cruzado, cuyo

gas reactante es aire y se puede observar el tamaño relativamente pequeño de la zona de

combustión..

a) b)


Figura 2-15. Gasificador de lecho fijo a flujo cruzado [71].

Gasificadores de lecho fluidizado.

En los reactores de lecho fluidizado el gas reactante fluye por un lecho de sólidos semi-suspen-

didos en el mismo medio reactante. La principal ventaja de esta configuración es la distribución

mejorada de temperatura y el proceso mejorado de mezclado que reduce la posibilidad de

aglomeración de biomasa [134]. Existen dos tipos de gasificador de lecho fluidizado: gasifica-

dores de lecho burbujeante y gasificadores de lecho circulante.

Gasificadores de lecho fluidizado burbujeante.

En estos reactores la biomasa se muele a menos de 10 mm y se fluidiza mediante el agente

gasificante. El lecho se mantiene a una presión mayor a 10 bares y la temperatura del lecho se

mantiene por debajo de 900°C para evitar fusión de ceniza y la consiguiente aglomeración [12].

La alimentación de gas reactante se lleva a cabo en dos etapas. En la primera etapa ingresa

desde abajo y atraviesa el lecho de biomasa con un material sólido inerte que funciona de

soporte. El gas mantiene el lecho a la temperatura deseada por calentamiento directo cuando

contiene oxígeno En la segunda etapa el gas es introducido por encima del lecho para reaccio-

nar con los hidrocarburos y las partículas sólidas arrastradas que no reaccionaron. En la sección

donde se alimenta el gas reactante encima del lecho fluidizado se alcanzan temperaturas


cercanas a 1000 °C, para minimizar la producción de metano y otros hidrocarburos. El agente

reactante fluye entre 0,5 y 1,0 m/s [110] [20]. En la Figura 2-16 a) se observa un esquema

sencillo del reactor de lecho burbujeante en el cual el gas reactante ingresa desde la parte

inferior fluidizando un lecho conformado por partícula inertes de arena o caliza y partículas de

carbonizado de la biomasa. El gas fluidiza y gasifica estas últimas partículas.

Gasificadores de lecho fluidizado circulante:

Los reactores de lecho fluidizado circulante representados mediante la Figura 2-16 b) com-

prenden una zona de ascenso y reacción, un ciclón y un dispositivo de recirculación de sólidos.

Los reactores operan entre 800 y 1000 °C, permiten tiempos de residencia del gas reactante

muy altos y son adecuados para biomasas con altos contenidos de volátiles. El gas reactante o

fluidizante fluye entre 3,5 y 5,5 m/s [12]. Este rango de velocidad es mayor que en el equipo

de lecho burbujeante por lo que la proporción de partículas sólidas arrastradas es mucho más

elevado y se hace necesario el uso del ciclón. En la Figura 2-16 b) se observa un esquema

sencillo de un gasificador de lecho fluidizado circulante en el cual el aire primario fluidiza el

lecho de partículas inertes y al mismo tiempo gasifica las partículas que se encuentran suspen-

didas y provienen del carbonizado producido de la pirólisis in-situ de la biomasa. En un punto

por encima del nivel del lecho, se ingresa aire secundario para gasificar las partículas de car-

bonizado remanentes que son arrastradas por el aire primario.

Figura 2-16. Gasificadores de lecho fluidizado a) burbujeante, b) circulante. Adaptado de [134].


Gasificadores de flujo de arrastre.

En este tipo de reactor representado en la Figura 2-17, el gas y la biomasa se introducen

en la cima desde el cual el gas arrastra la biomasa hacia el interior del equipo. La

gasificación ocurre a muy altas velocidades de reacción debido a que alcanza altas

temperaturas entre 1200 °C y 1600 °C, presiones entre 2 y 8 MPa y bajos tiempos de

residencia entre 0,5 s a 4,0 s [56]. El gas producido abandona el reactor por la parte

inferior junto con la ceniza fundida en forma de escoria. El tamaño de partícula para

los carbonizados es reducido al orden de 100 µm para promover la transferencia de

masa entre el gas y las partículas al existir mayor área de contacto. Debido a las altas

temperaturas requeridas y bajos tiempos de residencia, estos gasificadores consumen

gran cantidad de oxígeno y las cenizas se convierten en escoria que se adhiere a las

paredes debido a que están por encima del punto de fusión. El gas producido a partir

de estos reactores presenta contenidos despreciables de alquitranes y material particu-

lado [107].

Figura 2-17. Esquema de un gasificador de flujo de arrastre. Adaptado de [107].

2.4.4. Parámetros de gasificación.

Dentro de los parámetros de operación importantes en el control del proceso de gasificación,

se encuentran la tasa de calentamiento, la temperatura y presión de gasificación y la razón de

alimentación del agente gasificante.


A bajas tasas se fomenta la producción de carbonizado, debido a que los furfurales y otros

compuestos insaturados de los alquitranes se polimerizan con radicales libres cuando la mezcla

de alquitranes-humedad-biomasa pasa suficientemente tiempo a bajas temperaturas [39]

[42].Por ello los gasificadores de lecho fluidizado generan menor rendimiento de carbonizado

debido a que logran tasas mucho más altas, además que las partículas sólidas pueden ser

recirculadas para incrementar el tiempo de residencia y aumentar la recirculación.

Una temperatura alta de gasificación puede acarrear una conversión de carbono alta y bajo

contenido de alquitranes en el gas de síntesis [81]. Durante la gasificación de biomasa en reac-

tores de lecho fluidizado burbujeante se puede obtener descensos del contenido de alquitranes

desde 19 g/Nm3 a 700 °C hasta 5 g/Nm3 a 800 °C [97]. Sin embargo temperaturas muy altas

disminuyen la eficiencia energética del proceso e incrementan el riesgo de sinterización y aglo-

meración de ceniza [26].

La gasificación de biomasa a altas presiones también puede disminuir el contenido de alquitra-

nes en el gas de síntesis. Adicionalmente, no se requeriría compresión corrientes abajo para

sintetizar combustibles o productos químicos. Cuando se emplea gasificación con aire la rela-

ción de equivalencia (cociente entre O2 empleado en la gasificación con respecto al necesario

para la combustión completa) debe ser lo suficientemente alta para permitir la reacción de

alquitranes y posterior disminución en la corriente gaseosa pero lo suficientemente baja para

evitar la producción excesiva de CO2 y posterior disminución del poder calorífico. El valor

recomendado de la razón de equivalencia está entre 0,2 a 0,4 [138].

La Tabla 2-5 enumera de forma sintetizada las ventajas y desventajas que se presentan durante

un proceso de gasificación al elegir diferentes parámetros operacionales relacionados con el tipo

de agente de gasificación, tipo de tecnología de gasificación y condiciones de presión y tempe-

ratura.

Tabla 2-5. Ventajas y desafíos tecnológicos de los diferentes agentes de gasificación, diseños del gasifi-

cador y condiciones de operación del gasificador para la producción de gas de síntesis. Elaboración

propia a partir de [12] [89] [133] [138] [81] [97] [26] [71] [67] .

Condición Principales ventajas Principales desafíos tecnológicos

AGENTES DE GASIFICACIÓN

Aire

--Combustión parcial para generar

energía de la gasificación.

--Carbonizado y alquitranes remanen-

tes moderados

--Bajo poder calorífico del gas obtenido (3 - 6

MJ/Nm-3).

--Cantidades altas de N2 en el gas de síntesis,

mayores al 50% vol.


Condición Principales ventajas Principales desafíos tecnológicos

Vapor de agua

--Valores de poder calorífico altos del

gas de síntesis (10 -15 MJ/Nm3)

--Gas de síntesis rico en H2. Conte-

nido mayor al 50% en volumen.

--Requiere calentamiento indirecto para la

gasificación.

--Contenido de alquitranes elevado en el gas

de síntesis.

--Requiere reformado catalítico de los alqui-

tranes**.

Dióxido de carbono

--Valores de poder calorífico altos-

--Composición elevada de CO e H2 y

baja en CO2 en el gas

--Requiere calentamiento externo e indirecto.

--Requiere reformado catalítico de alquitra-

nes.

DISEÑO DEL GASIFICADOR

Lecho fijo/móvil

--Diseño simple y confiable.

--Capacidad para biomasas húmedas.

--Economía favorable a pequeña es-

cala.

--Tiempos de residencia altos

--Distribución no uniforme de temperaturas.

--Altos contenidos de carbonizado y alquitra-

nes en el gas producido.

--Baja eficiencia energética de gas frío*.

--Baja productividad

Lecho fluidizado

--Bajos tiempos de residencia

--Distribución uniforme de tempera-

turas.

--Bajos contenidos de partículas de

carbonizado y alquitranes en el gas

producido.

--Alta eficiencia de gas frío*

--Alta productividad.

--Contenido moderado de material particu-

lado en el gas de síntesis.

--Rentabilidad alta en mediana o larga es-

cala.

OPERACIÓN DEL GASIFICADOR

Incremento de tempe-

ratura

--Reducción en el contenido de alqui-

tranes y carbonizado.

--Reducción en el contenido de me-

tano en el gas.

--Incremento en la conversión de car-

bono.

--Incremento en el valor calorífico del

gas.

--Disminución en la eficiencia energética.

--Se incrementan los problemas relacionados

con el manejo de las cenizas.

Incremento de presión

--Contenido de carbonizado y alqui-

tranes bajo en gases producidos.

--No se requiere compresión para pro-

cesos corrientes abajo.

--Diseño y experiencia operacional limitada.

--Costos elevados a pequeña escala

Incremento de la rela-

ción de equivalencia

--Contenido de carbonizado y alqui-

tranes bajo en gases producidos.

--Reducción del poder calorífico del gas de

síntesis.

*La eficiencia de gas frio hace referencia al cociente porcentual entre la energía aprovechable del gas producido y

la energía aprovechable directamente de la biomasa a las mismas condiciones de temperatura.

**Depende de la aplicación final que se le vaya a dar al gas.


2.5. Limpieza y aplicaciones del gas de síntesis

El gas de síntesis es un importante producto de la gasificación, compuesto de H2 y CO, que

sirve como combustible de transporte o como materia prima al igual que el petróleo crudo para

la producción de varios hidrocarburos como metano; también para producir combustibles de

mayor poder calorífico como biodiesel y biogás y compuestos químicos como metanol y amo-

niaco. Este gas se puede producir de biomasa (biosyngas) o combustibles fósiles sólidos o lí-

quidos. A pesar de que la gasificación que es la ruta más común y más usada, el gas de síntesis

también se puede producir a través de reformado con vapor de agua del gas natural compuesto

principalmente de metano. Esta se lleva a cabo a altas temperaturas (700-1100 °C) en presencia

de un catalizador metálico como niquel, de acuerdo a la ecuación (2) [12].

(2)

Para su procesamiento, el gas producido de la gasificación de biomasa debe ser sometido a un

proceso de adecuación, pues éste además de contener la mezcla de H2 y CO, contiene humedad,

CO2, CH4, hidrocarburos alifáticos, benceno, tolueno, pequeñas cantidades de amoniaco, HCl

y H2S [2] [3] [5].

El gas de síntesis mediante gasificación puede ser llevado a cabo mediante gasificación a baja

temperatura (<1000°C) o a alta temperatura (>1200°C).

El gas producido de la gasificación de biomasa contiene material particulado y contaminantes

orgánicos como alquitranes que deben ser removidos para no ocasionar problemas operacionales

severos, como daños en los motores de combustión para los que son destinados [85]. El material

particulado comprende carbonizado y ceniza, impurezas inorgánicas como haluros y compues-

tos sulfurados, nitrogenados y alcalinos e impurezas orgánicas como alquitrán, aromáticos y

CO2. Para la limpieza del gas de material particulado se pueden emplear ciclones, filtros de

tela u otros materiales, filtros electrostáticos y mediante absorción con solventes. Para limpiar

el gas de alquitranes se puede emplear absorción con líquidos orgánicos, craqueo catalítico o

craqueo a altas temperaturas. Para limpiarlo de impurezas inorgánicas se trata mediante hi-

drólisis [12].

El desempeño y la inversión de costos operacionales realizada a los sistemas de limpieza son

determinados por el desempeño del gasificador y los requerimientos de calidad del gas. La

remoción de partículas y alquitranes puede ser dividida en dos categorías: tratamientos durante


la gasificación y limpieza después de la gasificación. Los tratamientos internos para reducir

carbonizados y alquitranes en un gasificador incluyen modificaciones físicas del gasificador,

selección adecuada de parámetros de operación y uso de aditivos y catalizadores [133].

Para una operación satisfactoria de un motor de combustión interna se requiere un contenido

de material particulado en el gas menor a 50 mg/Nm3 con tamaños de partícula menores a 10

µm y un contenido de alquitranes menor a 100 mg/Nm3 ; mientras que para la operación en

una turbina de gas el contenido de material particulado es más restringido, < 30 mg/Nm3 con

tamaño de partícula menor a 5 µm [121] [92]. Los valores típicos de componentes, así como

contenido de material particulado y alquitranes, para diferentes gasificadores atmosféricos a

pequeña escala (100 kW a 5000 kW) se observan en la Tabla 2-6.

Tabla 2-6. Valores típicos de componentes, contenido de alquitranes y material particulado para gasi-

ficadores con aire y a presión atmoférica [52] [90] [49].

Componente Unidad Lecho fijo-

co-corriente

Lecho fijo contra-

corriente Lecho fluidizado

Humedad % mf 6-25 -- 13-20

Partículas mg/Nm3 100- 8000 100- 3000 8000 - 100000

Alquitranes mg/Nm3 10- 6000 10000- 150000 2000- 30000

H2 % vol. 15-21 10-14 15-22

CO % vol. 10-22 15-20 13-15

CO2 % vol. 11-13 8-10 13-15

CH4 % vol. 1-5 2-3 2-4

CnHm % vol. 0,5-2 -- 0,1-1,2

N2 % vol. balance balance Balance

PCI MJ/Nm3 4,0-5,6 3,7-5,1 3,6-5,9

La relación H2/CO es un parámetro importante para la síntesis de los gases reactantes en

productos como gasolina, metanol y metano, y cada uno de estos determina dicha relación. La

gasolina requiere una relación H2/CO entre 0,5 y 1,0, mientras para la producción de metanol

se requiere una relación cercana a 2,0 [71]. En los gasificadores comerciales se obtiene una

relación menor a 1,0, por lo que se aumenta empleando la reacción agua- gas o shift , que se

lleva a cabo usualmente en otro equipo posterior al de la gasificación a condiciones específicas

[106].

40 3. Caracterización de materias primas y productos

3. Caracterización de materias primas y productos

Cada tipo de biomasa tiene propiedades específicas que determinan su desempeño como com-

bustible. Las propiedades más importantes relacionadas con la conversión térmica son conte-

nido de humedad, contenido de ceniza, contenido de material volátil, composición elemental,

poder calorífico y densidad a granel. Las propiedades se presentan en base húmeda, base libre

de ceniza, o base libre de humedad y ceniza.

3.1. Análisis próximo

3.1.1. Humedad

El contenido de humedad es la cantidad de agua del material, expresada como porcentaje

másico. La humedad de la biomasa varía entre menos del 10% para granos de cereales hasta

50 % a 70 % para residuos forestales. La humedad se determina empleando el procedimiento

descrito por la norma DIN 51718 para combustibles fósiles o la norma DIN EN 14774-4 para

combustibles de biomasa alcanzando una temperatura de 105 ±2°C. Las muestras de 1 g± 0,1

g pesadas con una precisión de 0,1 mg se muelen a un tamaño de partícula menor a 1mm. El

secado se realiza mínimo por una hora o por el tiempo necesario para no detectar cambios la

humedad en la muestra realizando medidas periódicas. La humedad se calcula de acuerdo a la

ecuación (3).

(3)

3.1.2. Contenido de material volátil

La materia volátil se refiere a la fracción de la biomasa que se libera cuando ésta es calentada

entre 400 °C y 500 °C. Durante este proceso la biomasa se descompone en gases volátiles y

carbonizado sólido. La biomasa típicamente tiene un alto contenido de volátiles (≥ 80 %),

3. Caracterización de materias primas y productos 41

mientras que el carbón mineral tiene un bajo contenido (≤ 20 %), o en el caso de carbón

antracítico, un contenido despreciable [108].

La determinación del contenido de materia volátil se realiza según el procedimiento indicado

en la norma DIN 51720 para combustibles fósiles o la norma DIN 15148 para combustibles de

biomasa, cuya metodología es similar. Para esta prueba se pesan 1 ± 0,1 g con precisión de

0,1 mg y tamaño de grano menor a 0,2 mm y secan de acuerdo a la norma DIN 51718. Las

muestras se introducen en crisoles de cuarzo en la mufla precalentada a 900 °C, se mantienen

por 7 minutos y luego se retiran y dejan enfriar a temperatura ambiente. Las muestras se

pesan nuevamente para determinar la masa final . El contenido de materia volátil se calcula

de acuerdo a la ecuación (4) [113].

(4)

3.1.3. Contenido de ceniza

La ceniza corresponde al material inorgánico presente en la biomasa. El contenido de ceniza

en base seca representa menos del 0,5 % en madera, 5 a 10 % en materiales derivados del

cultivo agrícola a excepción de las cascarillas de arroz que contienen de 30 a 40 %. La compo-

sición de la ceniza afecta en gran medida el comportamiento de la biomasa a altas temperaturas

durante la combustión o la gasificación debido al efecto catalítico que presenta.

El contenido de ceniza se determina mediante la norma DIN 51719 empleada para combustibles

sólidos tales como turba, lignitos, coque, carbón vegetal y mineral. Se utilizan muestras de 1

± 0,1g con precisión de 0,1 mg y tamaño de grano menor a 0,2 mm. La muestra se deposita

en un recipiente de porcelana en el cual la distribución del área de prueba no es mayor a 0,1

g/cm2. La prueba de acuerdo a la norma DIN 51719 emplea dos rampas de calentamiento, una

hasta 250 °C en 50 minutos, manteniendo la temperatura en 1 hora; y otra hasta 550 ±10 °C

a 10 K/min, manteniendo la temperatura por 2 horas. Se realizan corroboraciones con la norma

DIN EN 14775 que se aplica para carbones, que emplea las mismas rampas, variando la tem-

peratura final de la primera rampa de 250 °C a 550 °C y de la segunda rampa de 550 °C a 815

°C. Al extraer el recipiente del horno, si se observa presencia de material sin reaccionar se


vuelve a someter la muestra a la temperatura de la segunda rampa por períodos de 30 minutos

hasta que el cambio en la masa sea menor a 0,5 mg [46].

Para algunas biomasas, especialmente las que presentan menor contenido de lignina, existen

diferencias del 20 % entre los procedimientos descritos en ambas normas [108]. Esta diferencia

se explica porque al incrementar la temperatura, incrementa la vaporización de metales alca-

linos y la descomposición de carbonatos. Para el caso de cuesco de palma esta variación es del

orden de 0,5% [46] [47]. Para el cálculo del contenido de ceniza en base seca se emplea la

ecuación (5) [113].

(5)

3.2. Análisis último

Se determina el contenido de carbono, hidrógeno y nitrógeno y por diferencia se determina el

contenido de oxígeno. Se asume que el contenido de azufre en la biomasa es despreciable [12]

[46]. Se emplea un analizador elemental marca Perkin Elmer, modelo 2400 complementado con

una microbalanza Sartorius M500P y software de análisis de información EAGER. El equipo

realiza la combustión de la muestra a 1023 °C seguida de una reducción de los gases formados

hacia N2, CO2, H2O y SO2 y detectados mediante un detector de conductividad térmica si-

guiendo la norma ASTM D5373.

Las relaciones atómicas O/C y H/C permiten una representación clara del grado de carboni-

zación de varios combustibles, estas relaciones se grafican en el diagrama de Van Krevelen,

que aplica para combustibles fósiles y vegetales, aceites extraídos de la pirólisis y carbones

activados obtenidos a diferentes temperaturas.

3.3. Tamaño de partícula

Para determinar la distribución de tamaños de partícula, se emplea el análisis por tamizado

en seco de acuerdo a la norma DIN 22019. Se utiliza un equipo de múltiples tamices de la

marca Retsch tipo Vibro, que emite vibraciones y otorga un movimiento perpendicular respecto

a la base del tamiz. Una muestra de 300 g se deposita en el tamiz superior y se imprime

movimiento durante 20 minutos al sistema de tal manera que la materia prima es distribuida

en las diferentes mallas. Se pesa el material en cada tamiz y se determina la distribución de

tamaño de grano.


3.4. Densidad a granel.

La densidad a granel representa el cociente de la masa entre el volumen del recipiente que la

contiene al depositar la biomasa bajo condiciones establecidas en la norma DIN 51705 con

una bureta de 100 ml y un canal vibratorio para alimentar el material. Los resultados de esta

prueba dependen de la humedad del material, la distribución del tamaño de partícula y el

ensamble del propio dispositivo.

3.5. Contenido de agua en alquitranes.

Se determina mediante destilación con xileno empleando el montaje descrito en la nor-

maASTM D95-05. Una muestra de 10 ml de alquitrán se mezcla con 100 ml de xileno de alta

pureza en un balón aforado y se somete a calentamiento a 140 °C durante media hora. Los

vapores producidos se conducen a través de un tramo inclinado con enfriamiento para permitir

la condensación y reflujo de la fase orgánica. La fase acuosa que presenta mayor densidad se

recolecta en una bureta. Se puede aumentar el calentamiento hasta 165°C para permitir la

evaporación del agua residual en la mezcla y al final de la prueba se debe empujar el agua

adherida con un tubo de vidrio hacia la parte inferior de la bureta. El volumen determinado

de agua corresponde al agua de las impurezas del xileno, y a la fase acuosa de la mezcla que

puede contener material volátil hidrosoluble de los alquitranes.

3.6. Composición de los gases.

La composición del gas producido se determina a partir de cromatografía de gases, empleando

un cromatógrafo Shimadzu GC-2010, que tiene un tamiz molecular 13X Porapak Q. La fase

móvil está compuesta por una mezcla de 8,5% de H2 y 91,5% de He. A partir de la composición

obtenida se puede estimar la composición elemental.

3.7. Poder calorífico.

El poder calorífico de un material es un indicador de la energía química contenida en el com-

bustible con referencia a un ambiente estandarizado. La estandarización involucra la tempera-

tura, el estado del agua y los productos de combustión. Esta propiedad se da en términos de

la energía liberada en los enlaces (J), por cantidad de masa (kg). Existen dos tipos de poder

calorífico que corresponden al poder calorífico inferior PCI y superior PCS. El estado de refe-

rencia para el PCI contempla el agua en estado gaseoso, mientras que para el PCS se contempla


el agua en estado líquido. La humedad de la biomasa juega un papel importante en la deter-

minación de estos valores, ya que al estar presente en gran proporción, parte de la energía

química liberada en la combustión es empleada en la evaporación. El efecto de la humedad en

el PCS consiste en que al aumentar su contenido en la biomasa implícitamente existirá menor

contenido de material combustible por kilogramo de combustible de biomasa.

El poder calorífico se determina en una bomba calorimétrica de acuerdo a la norma ASTM D-

240. En este dispositivo se mide el incremento de temperatura provocado por la energía liberada

durante la combustión de una muestra de combustible en medio de oxígeno a 30 ±2 MPa.

Para la determinación del poder calorífico es posible realizar aproximaciones para diferentes

tipos de biomasa. Para el presente trabajo se utiliza la correlación de Boie representada me-

diante la ecuación (6) la cual presenta discrepancias menores al 4 % [16] [19] [47]. El PCI se

determina considerando el término de la entalpía de evaporación del agua formada durante la

reacción y el PCS de acuerdo a la norma ASTM D-240.

(6)

Para evaluar el poder calorífico de los alquitranes se puede emplear la correlación de Mason

y Gandhi representada en la ecuación (7) [86].

(7)

El poder calorífico del gas se estima empleando la composición volumétrica del gas determinada

mediante cromatografía de gases. Como el poder calorífico se expresa en términos de masa se

requiere la densidad de la mezcla para conocer la composición másica del gas. La densidad y

el PCS se calculan por ley de mezclas como un promedio ponderado con las propiedades de

cada gas en la mezcla a condiciones estándar de acuerdo a la norma DIN 1871 (p = 1,01325

bar y T = 273,15 K) y mediante la ecuación (8). El cálculo se representa por medio de la

Ecuación 8, y las propiedades se muestran en la Tabla 3-1.


Tabla 3-1. Propiedades de los gases presentes en la mezcla a 1 atm y 0 °C.

Componente Densidad

kg/m3

PCS

MJ/kg

PCI

MJ/kg

CO 1,25 10,10 10,10

CO2 1,98 0,00 0,00

H2 0,09 141,79 119,95

CH4 0,72 55,52 50,03

N2 1,25 0,00 0,00

(8)

3.8. Índice de durabilidad de un pellet

El índice de durabilidad se determina midiendo la resistencia al impacto de un pellet como

indicador de calidad, siguiendo la norma ASTM D3038-93 : thod for Drop

Shatter Test for C inicial de un pellet usando

una balanza de precisión de 1 mg, para luego dejarlo caer desde una altura de 1,85 m sobre

una baldosa de cerámica. La fracción de mayor tamaño se pesa y se considera como la masa

final del pellet . El índice se determina a partir de la ecuación (9). Se realiza tres pruebas

por cada pellet a unas determinadas condiciones de mezcla.

(9)

3.9. Porcentaje de polvo en un lote de pellets

Se determina a partir de la resistencia al impacto y a la abrasión de una gran cantidad de

pellets al mismo tiempo siguiendo la norma ISO/TC 238N17 [64]. En este método se utiliza una

muestra de pellets de mínimo 2,5 kg y se someten a colisión pellet con pellet y contra la pared

de una cámara rotatoria de medidas específicas, que rota a 50 ±2 rpm por 10 min. El equipo

se representa en la Figura 3-1 .El porcentaje de polvo queda definido por la ecuación (10) en

donde y hacen referencia a la masa de pellets sin finos antes y después de la prueba.

(10)


3.10. Índice de calidad

El índice de calidad se calcula empleando el índice de durabilidad y el porcentaje de polvo de

acuerdo a la ecuación (11).

(11)

Figura 3-1. Esquema del equipo de determinación de índice de durabilidad de pellets [64]

4. Sección experimental 47

4. Sección experimental

Esta sección presenta la descripción de los equipos empleados para llevar a cabo las pruebas

planteadas en el plan experimental. En el Anexo 1 se presenta un compendio con las activida-

des desarrolladas en el presente proyecto.

4.1. Planta de gasificación.

En esta sección se presentan las actividades de adecuación, descripción técnica y metodología

experimental de la planta de gasificación y se abordan los siguientes aspectos:

Descripción técnica de los equipos, sistemas e instrumentos que conforman la planta

de gasificación, disponibles al iniciar el proyecto de investigación en el Laboratorio de

Transmisión de Calor de la Universidad Nacional de Colombia.

Determinación inicial de los flujos a dosificar en el reactor mediante un modelo mate-

mático simplificado.

Pruebas preliminares de puesta a punto y adecuación de los equipos e instrumentos

disponibles y adquiridos en la planta de gasificación.

Modificaciones y adiciones realizadas en la planta de gasificación para adecuarla al

proyecto de investigación considerando los problemas y fallas detectadas en las pruebas

preliminares.

Descripción técnica de los equipos, sistemas e instrumentos definitivos empleados en la

planta de gasificación.

Descripción de las variables, rangos, control y calibración en la operación de los equipos,

sistemas e instrumentos de la planta de gasificación.

Procedimiento y metodología experimental para activar, monitorear y finalizar un ex-

perimento completo de gasificación.

48 4. Sección experimental

4.1.1. Recursos físicos iniciales.

Al inicio del proyecto de investigación, el laboratorio de Transmisión de Calor de la Universi-

dad Nacional de Colombia contaba con un reactor de lecho fijo de capacidad de 33 l, un

intercambiador de calor conformado por dos tubos concéntricos verticales en serie para con-

densar el material volátil del gas producido en la reacción, un filtro de lana de vidrio para

retener el material particulado, dirigiéndose el gas libre de impurezas hacia un punto de mues-

treo para análisis cromatográfico y finalmente hacia una tea donde hace combustión y es libe-

rado al ambiente. En la Figura 4-1 se presenta el reactor con sus sistemas y la interacción

entre el vapor de agua y el lecho que se forma con la biomasa que cae desde el punto de

alimentación acoplado a la tapa superior.

Figura 4-1. Sistemas que conforman la planta de gasificación.

A continuación se describirá detalladamente las partes que conforman la planta en la fase

inicial del proyecto.

Sistema de alimentación de biomasa.

Este sistema consiste en un conjunto conformado por una tolva, un tornillo sin-fín y un con-

junto motriz representado en la Figura 4-2. Inicialmente se dispone de una tolva de 80 kg, de

acero al carbón A-36. Este dispositivo se encuentra provisto de dos visores de nivel para veri-

ficar la dosificación efectiva de biomasa. El tornillo sin-fín disponible inicialmente es de acero

inoxidable tipo 304, con una longitud de 1200 mm y ½ pulgada de diámetro nominal. El


sistema motriz cuenta con un motorreductor de medio caballo de fuerza que realiza la trans-

misión de potencia mediante ruedas dentadas y cadena. En los extremos se acopla mediante

uniones flexibles que evitan vibraciones hacia el reactor.

Figura 4-2. Sistema de alimentación de biomasa inicial [112].

Reactor

Está fabricado en acero inoxidable 310 S, una aleación con cromo, carbono y níquel y acero

inoxidable 304 que aseguran la capa pasiva necesaria para otorgar resistencia a la corrosión y

a las altas temperaturas (hasta 1200 °C). Este material además tiene bajas tasas de pérdida

de material cuando se encuentra expuesto a cenizas sintéticas a altas temperaturas. El reactor

se compone de 4 secciones principales: superior, exterior, intermedia e inferior.

Sección superior:

En esta parte representada en la Figura 4-3 se encuentra el punto de ingreso de la biomasa

alimentada mediante un tornillo sinfín hacia el centro del reactor. La tapa es circular, con dos

circunferencias de agujeros que permiten acoplarla mediante tornillos a los cilindros de la sec-

ción media y externa del reactor. La tapa también contiene los agujeros por los cuales se

insertan los termoelementos de distintas longitudes, a diferentes posiciones radiales y angula-

res.


Figura 4-3. Sección superior del reactor [43].

Sección exterior:

Esta sección representada en la Figura 4-4 está compuesta por un tubo de diámetro nominal

de 12 pulgadas en acero inoxidable 304. En la parte superior e inferior presentada bridas con

las cuales se acopla a la sección superior e inferior respectivamente. En la parte superior tiene

soldado un tramo bridado por donde se evacuan los gases de combustión de los quemadores a

gas que proveen el calentamiento del reactor. En la parte inferior tiene soldadas dos bridas

cuadradas en costados opuestos por donde se conectan dichos quemadores. La pared externa

de esta sección se encuentra aislada con lana de fibra de vidrio mineral ajustada con lamina

de aluminio para reducir las pérdidas de calor en el mayor grado posible.

Figura 4-4 Sección exterior del reactor [8].


Sección intermedia:

Esta sección representada en la Figura 4-5 y en la Figura 4-6 está compuesta por un tubo

cilíndrico de diámetro nominal de 6 pulgadas en acero inoxidable 310, concéntrico al tubo

cilíndrico de la sección externa. Se ajusta a la sección superior e inferior mediante bridas

circulares. En la pared externa se encuentran acoplados deflectores semicirculares, despla-

zados 180° entre sí, con el fin de obstruir parcialmente los gases de combustión generados

por los quemadores que fluyen por la cámara anular que se forma con la sección externa.

Figura 4-5. Sección intermedia del reactor [8].


Figura 4-6. Brida y deflectores de la sección intermedia [112].

Sección inferior:

Esta sección representada en la Figura 4-7 y Figura 4-8 está compuesta por una brida circular

que se compone de dos series de agujeros circunferenciales y concéntricos, por donde se acoplan

las secciones exterior e intermedia. En el agujero central de la brida, se localiza un tubo de 2,5

pulgadas de diámetro nominal y de 1270 mm de longitud por el cual circulan los gases produ-

cidos durante el proceso en el reactor. En la cara superior de la brida de esta sección se ubica

la malla para retener el lecho de biomasa y dejar pasar las cenizas hacia un depósito metálico

soldado a la brida en la cara inferior. El depósito mencionado contiene una compuerta por el

cual es posible extraer el material remanente después de la operación para limpieza y posterior

análisis. El lecho de biomasa se forma en la cámara anular formada entre la superficie interna

de la cámara intermedia y la superficie externa del tubo interno de la sección inferior, con una

longitud disponible de 99,5 cm y un diámetro de 16 cm.

Figura 4-7. Foto de la sección inferior del reactor, vista externa [112].


Figura 4-8 Plano de la sección inferior del reactor, vista interna [8].

A la salida del gas se coloca un depósito más pequeño con un deflector para retener las cenizas

remanentes en el gas y luego un tramo de tubo en L de media pulgada de diámetro nominal

que comunica con la sección de condensación de volátiles y enfriamiento.

Figura 4-9. Tramo de salida de gas y recolección de ceniza remanente [8].

Sistema de calentamiento

Para proveer el calentamiento del reactor, se emplean dos quemadores de referencia Joannes

Finterm, modelo JM3 y JM9 que ofrecen una potencia térmica entre 11,9 y 37,7 kW.


Los quemadores son instalados en costados opuestos del reactor mediante unas bridas cuadra-

das como se observa en la Figura 4-10. La llama ingresa a la cámara anular formada entre la

sección externa e intermedia del reactor.

Los gases de combustión circulan por la sección anular hacia la parte superior donde se en-

cuentra el punto de salida del reactor y luego descienden por un tubo vertical que posterior-

mente se conecta a un quemador auxiliar para ser evacuados.

Figura 4-10. Ubicación de los quemadores y fotografía del quemador [112].

Sistema de medición de temperatura

La medición de temperatura se realiza mediante termopares tipo K de 1/16 de pulgada de

diámetro, los cuales se acoplan mediante agujeros roscados en la tapa del reactor. Alrededor

de la tapa se ubican cuatro pares de agujeros corradiales desplazados 90° entre sí y un agujero

en el centro por donde va el termopar central multipunto (ver Figura 4-11). En cada par de

agujeros corradiales se instalan termopares de la misma longitud y se ubican a 42 y 75 mm del

centro, lo que permite determinar la distribución radial de temperatura. Cada par de agujeros

corradiales tiene termopares de distintas longitudes (533, 864, 1372 y 1854 mm), lo que permite

determinar la distribución axial de temperatura. Los diferentes termopares son identificados

según su ubicación de acuerdo a la Tabla 1.

Los valores de temperatura son adquiridos por un módulo de adquisición de datos marca Agi-

lent, de referencia HP34970A, que se sincroniza con un software Agilent 34825A Benchlink

Data Logger 3. El software permite observar las diferentes temperaturas en tiempo real.


Figura 4-11. Ubicación axial y angular de los termoelementos en el reactor [8].

Tabla 4-1. Identificación de los termoelementos

Código de identificación de los termoelementos

Distancia axial Centro Intermedio Pared

533 mm C1 A2 A3

864 mm C4 B5 B6

1375 mm C7 E8 E9

1864 mm C10 F11 F12

Sistema de dosificación de agua

La dosificación de agua se realiza inicialmente mediante una bomba de diafragma de la marca

Grundfos y referencia DMS 2-11. Esta bomba permite una dosificación máxima de 2,5 l/h con

una presión máxima de 11 bar.

En la parte superior del tubo vertical por donde circulan los gases de combustión a altas

temperaturas provenientes del reactor, se conecta mediante acople roscado la manguera de

cobre que desciende por el interior del tubo y por el que circula agua como agente de reacción

(Ver Figura 4-12). Al interior de este tubo los gases de combustión precalientan el agua antes

de ingresar al reactor. La manguera sale por la parte inferior del tubo, se ramifica y se conecta

a cuatro puntos de acceso en el depósito de cenizas del reactor.


Figura 4-12. Punto de ingreso del agente de gasificación [112].

El vapor de agua ingresa por la parte inferior del reactor mediante unos niples de acero de ¼

de pulgada. El vapor asciende a través del lecho de biomasa con el cual reacciona y luego

desciende por el tubo interno de la sección inferior junto con los gases producidos en la gasifi-

cación. El gas se envía al sistema de limpieza y enfriamiento con el fin de adecuarlo para su

aplicación final. En un principio se plantea la idea de recircular el gas para que haga combus-

tión en el sistema de calentamiento y aumentar así la eficiencia térmica del proceso.

Sistema de medición de presión.

Se dispone de un manómetro Bourdon instalado en la tapa, y una válvula de alivio calibrada

para la activación en 1,25 bares o activación manual de ser necesario.

Para el monitoreo de la presión de todo el sistema, se instala un transductor de presión con

sensores cerámicos y metálicos marca Endress Hauser modelo Cerabar T PMP- 131, que emite

una señal de 4 a 20 mA y mide entre 0 y 160 kPa. El transductor es conectado a la tarjeta de

adquisición Agilent, de referencia HP34970A, para observar la presión en tiempo real. La

presión en bares se relaciona con la señal del transductor de acuerdo a la ecuación (12).

(12)

Donde P es la presión en bares y S es la señal que emite el transductor de presión en mA. Pi

corresponde a la presión manométrica con la cual el equipo incia la operación a condiciones

atmosféricas, y es cercana a 0 bar. Si es la señal que emite el transductor a condiciones iniciales

y es cercana a 4 mA.


Sistema de enfriamiento y condensación de alquitranes.

El sistema de enfriamiento está conformado por dos intercambiadores de calor verticales de

tubos concéntricos y se representa en la Figura 4-13. La cámara anular de dichos intercambia-

dores se encuentra conectada con mangueras plásticas a un recipiente desde el cual se bombea

y se recircula agua fría.

Los intercambiadores tienen una longitud de 1 m y constan de dos tubos concéntricos de 2 y

¾ de pulgada respectivamente. En la parte inferior de cada intercambiador se encuentra un

depósito bridado para recolectar los alquitranes condensados, éstos son fabricados en lámina

de acero inoxidable de 1/8 de pulgada. Cada depósito contiene una válvula por el cual se

drenan los alquitranes recolectados, además son desmontables para su limpieza periódica (ver

Figura 4-13).

Los cálculos detallados de las dimensiones, capacidad de transferencia de calor, balances de

energía y la distribución de temperaturas en los intercambiadores se pueden encontrar en el

proyecto de tesis de maestría a cargo del Ing. Luis E. García [43].

Figura 4-13. Sistema de enfriamiento del gas y condensación de alquitranes [43].


Sistema de limpieza del gas

Se emplea inicialmente un filtro cilíndrico en acero inoxidable 304, con una longitud de 200

mm y 1,5 pulgadas de diámetro para retener el material particulado del gas, conformado por

cenizas y material carbonizado remanente.

Sistema de medición y evacuación del gas

Se dispone de un sensor de oxígeno Politron TX (Dräger) que mide hasta 25% de oxígeno en

volumen permitiendo establecer posibles puntos de acceso de aire en todo el sistema. Se dispone

de la misma manera de un sensor para detectar la presencia de CO y suspender el experimento

como medida de seguridad.

El flujo volumétrico se puede medir mediante un contador de gas tipo diafragma, marca Gaoli

meter, referencia G6S, Clase B, que reporta el volumen de gas total que fluye por el dispositivo

en un determinado tiempo. El contador permite medir flujos desde 0,06 m3/h hasta 10 m3/h

con una presión máxima de 20 kPa.

La succión del gas producido se realiza mediante una bomba de diafragma de tres cabezas

marca ILMVAC, modelo MP 1801z serial 411782-01, que procesa un flujo máximo de 13,3

m3/h.

Se dispone de un quemador auxiliar que recolecta los gases que circulan por la cámara anular

del reactor y realiza la combustión de los gases producidos en el mismo para luego conducirlos

por una chimenea de evacuación.

4.1.2. Determinación inicial de flujos en el reactor.

Se desarrolla un modelo matemático simplificado para estimar un rango de dosificación de

biomasa preliminar en el reactor a diferentes condiciones de temperatura y relación agua/bio-

masa. El volumen de control corresponde a la zona de gasificación que se representa en la

Figura 4-14 y su magnitud equivale a 16,7 m3, considerando las dimensiones indicadas en dicha

figura. El límite superior del volumen de control corresponde al punto de ingreso del vapor de

agua al reactor y el límite inferior a la malla de retención de carbonizado.


Figura 4-14. Zona de gasificación. L= 1055 mm, D1=73 mm. D2=160 mm. V≈16,8 m3

Los gradientes de temperatura presentes a lo largo de la zona de gasificación se determinan

experimentalmente mediante pruebas preliminares de calentamiento en vacío y con carbón

vegetal. Estas pruebas se tratan en otros trabajos de tesis de maestría [8] [43] y en la sección

4.1.3. numeral B. El carbono de la biomasa que ocupa todo el volumen de control dividido

entre el tiempo de gasificación, determinado por el comportamiento cinético a las condiciones

de operación, define el flujo volumétrico de carbono gasificado. Este flujo se asume igual al

flujo volumétrico dosificado en el sistema de alimentación. El flujo másico de biomasa consi-

dera la densidad verdadera del carbonizado y la fracción de carbón en la biomasa

(𝑤𝐶,𝐶ℎ𝑎𝑟 𝑤𝐶ℎ𝑎𝑟,𝐵) de acuerdo a la ecuación (13).

�̇�𝐵 =�̇�𝐶

𝜌𝑡,𝐶 𝑤𝐶,𝐶ℎ𝑎𝑟 𝑤𝐶ℎ𝑎𝑟,𝐵

(13)

El tiempo de gasificación se estima mediante un modelo cinético aleatorio de poros propuesto

por Bhatia y Perlmutter en 1980 [13]. Estos autores evaluaron la velocidad de reacción durante

la gasificación de carbonizados con distribución de tamaño de poro no uniforme o aleatorio,

considerando el desarrollo del área superficial. El modelo afirma que la velocidad de reacción

es proporcional con el crecimiento de los poros hasta que estos colapsan y dicha velocidad

empieza a decrecer. El flujo másico de carbonizado que reacciona se define mediante la ecuación

(14), en el cual la constante cinética k y la concentración de agua 𝐶𝐻2𝑂𝑛 son también términos


de una ley de potencias y adicionalmente considera términos estructurales 𝜌𝑡,𝐶 (𝑆

𝑆0) asociados

al desarrollo del área superficial. Estos términos se definen mediante las ecuaciones (15) a (18).

La constante cinética es dependiente de la temperatura de acuerdo a la función de Arrhenius.

La concentración de vapor de agua es el producto de la concentración global de gases 𝐶𝐺

(estimada mediante ley de gases ideales) y la fracción molar de agua 𝑥𝐻2𝑂. La densidad verda-

dera del carbonizado se relaciona con la porosidad del lecho 𝜖0 y el volumen específico del

carbonizado 𝑉𝐹,0. El término (𝑆

𝑆0) depende del parámetro 𝜓 definido en (19) y este a su vez

depende de la longitud media de poro definido en la ecuación (20).

−ℛ = 𝑘𝐶𝐻2𝑂𝑛 𝜌𝑡,𝐶 (

𝑆

𝑆0) (14)

𝑘 = 𝑘0exp (−𝐸𝐴

𝑅𝑇) (15)

𝐶𝐻2𝑂𝑛 = 𝐶𝐺𝑥𝐻2𝑂 ≈

𝑅𝑇

𝑃𝑥𝐻2𝑂 (16)

𝜌𝑡,𝑐ℎ𝑎𝑟 =1

1 − 𝜖0=

1

𝑉𝐹,0 (17)

𝑆

𝑆0=

1 − 𝜖

1 − 𝜖0(1 + 𝜓 𝑙𝑛 (

1 − 𝜖

1 − 𝜖0)) (18)

𝜓 = 4𝜋𝐿0 (1 − 𝜖0

𝑆02 )

(19)

𝐿0 =𝑆0

2𝜋𝑟′0̅̅ ̅̅

(20)


Bhatia y Perlmutter proponen un término adimensional para tiempo definido en la ecuación

21, partiendo de la definición del flujo de carbonizado reactante de la ecuación (14).

𝜏 = −𝑅0𝑆0𝑡 = 𝑘𝐶𝐻2𝑂𝑛 (

𝑆0

1 − 𝜖0) 𝑡 (21)

La conversión w se puede calcular mediante la ecuación (22). La influencia del radio de par-

tícula se añade a la conversión mediante la ecuación (23); este radio se expresa mediante la

ecuación (24).

1 − 𝜖

1 − 𝜖0= 𝑤 = 𝑒𝑥𝑝 (−𝜏 −

𝜓𝜏2

4)

(22)

𝑤 = (1 −𝜏

𝜎)

3

exp (−𝜏 −𝜓𝜏2

4) (23)

𝜎 = 𝑟0

𝑆0

1 − 𝜖0 (24)

Los parámetros estructurales y cinéticos requeridos (ver Tabla 4-2) son extraídos de trabajos

experimentales previos del grupo de investigación, reportados por Gómez et al. (2010).

Tabla 4-2. Parámetros cinéticos y estructurales empleados en el modelo cinético aleatorio de poros

Parámetro Símbolo Unidades Valor

Factor pre-exponencial 𝑘0 (mol

m3)

−n 1

min 5,2 x106

Orden de reacción n 1 0,47

Energía de activación 𝐸𝐴 kJ mol−1 192,7

Porosidad del lecho 𝜖0 1 0,3

Área superficial específica 𝑆0 m2g−1 25

Longitud de poro inicial 𝐿0 m m−3 22 x1014

Radio de poro inicial 𝑟′0̅̅ ̅̅ m 18 x10-9

Radio de partícula inicial 𝑟0 m 25 x10-5


La fracción molar de vapor de agua requerida en el modelo cinético aleatorio de poros, intro-

ducida en la ecuación (16), se calcula como el cociente entre la cantidad de moles de agua

presentes en la zona de gasificación sobre la cantidad total de especies gaseosas en esta zona

de acuerdo a la ecuación (25).

𝑥𝐻2𝑂 =𝐴𝑔𝑢𝑎 𝑝𝑟𝑒𝑠𝑒𝑛𝑡𝑒

𝑇𝑜𝑡𝑎𝑙 𝑑𝑒 𝑒𝑠𝑝𝑒𝑐𝑖𝑒𝑠 𝑔𝑎𝑠𝑒𝑜𝑠𝑎𝑠 (25)

La cantidad de agua presente en la zona de gasificación (en el punto a la salida) corresponde

al agua que entra menos el agua que reacciona, es decir al agua en exceso. En el punto a la

entrada la fracción molar de agua se aproxima a 1, despreciando la influencia de la fase gaseosa

en las zonas superiores a las de gasificación (pirólisis y secado con N2 como gas de arrastre).

La fracción molar media se aproxima como el promedio entre los valores a la entrada y a la

salida.

El carbonizado que reacciona se evalúa utilizando la reacción más representativa, de menor

velocidad y de alta entalpía de reacción correspondiente a la reacción carbonizado- vapor de

agua (Tabla 2-4). Los productos corresponden a CO e H2, la cantidad molar estequiométrica

de estos gases corresponde al doble de la cantidad molar que reacciona de carbono. La fracción

molar de vapor de agua queda definida mediante la ecuación (26). En el punto de la salida

según la descripción de agua presente dada anteriormente, esta fracción queda expresada en

función del exceso con respecto a la cantidad estequiométrica, de acuerdo a la ecuación (27)

𝑥𝐻2𝑂 =�̇�𝐻2𝑂,𝑖𝑛 − �̇�𝐶, 𝑟

[�̇�𝐻2𝑂,𝑖𝑛 − �̇�𝐶, 𝑟] + �̇�𝐶,𝑟 + �̇�𝐶,𝑟

=�̇�𝐻2𝑂,𝑖𝑛 − �̇�𝐶, 𝑟

�̇�𝐻2𝑂 + �̇�𝐶, 𝑟

(26)

𝑥𝐻2𝑂,𝑠𝑎𝑙 =(1 + 𝑒) ∗ �̇�𝐶,𝑟 − �̇�𝐶, 𝑟

[(1 + 𝑒) ∗ �̇�𝐶,𝑟 − �̇�𝐶, 𝑟] + 2�̇�𝐶,𝑟

=𝑒

2 + 𝑒

(27)

El volumen de control debe tener condiciones de frontera especificadas para poder definir la

magnitud media o representativa de las variables operacionales requeridas en el modelo. Estas

condiciones se representan en la Figura 4-15.


Figura 4-15. Condiciones de frontera y representativas del proceso

Hasta este punto es posible calcular flujos de biomasa a distintas condiciones con las condicio-

nes medias representativas, sin embargo existen gradientes pronunciados de temperatura con

diferencias entre 80 y 150 °C de acuerdo a resultados experimentales (ver sección 4.1.3. numeral

B) y gradientes pronunciados reales de fracción molar de agua a lo largo de la zona de gasifi-

cación. En la aproximación con la reacción carbonizado- agua (ver Tabla 2-4) esta fracción de

agua varía entre 1 y 0,2 para un exceso del 50 %. Debido a que esta situación genera un error

apreciable, se hace necesaria la implementación de un método de volúmenes finitos iguales

para desarrollar un cálculo más preciso de los flujos de biomasa a alimentar.

Como primera medida, la zona de gasificación se divide en 2 volúmenes finitos iguales, repre-

sentado en la Figura 4-16, en el cual las condiciones de frontera de entrada y salida permanecen

iguales.

Figura 4-16. Método de volúmenes finitos para dos nodos.


El flujo volumétrico de carbonizado consumido en toda la zona de gasificación se calcula como

la sumatoria de los flujos contribuídos en cada uno de los dos volúmenes y queda expresado

mediante la ecuación (28), donde t1 y t2 son los tiempos de gasificación para los nodos 1 y 2

respectivamente.

�̇�𝐶 =𝑉

2(

1

𝑡1) +

𝑉

2(

1

𝑡2) (28)

En la Figura 4-16, el valor de la fracción molar de agua en la frontera entre el nodo 1 y 2 es

desconocido, para calcularlo se considera el agua que ingresa a la zona como proporcional al

carbonizado reactante en toda la zona de gasificación (ambos nodos). El agua que reacciona

corresponde a la cantidad estequiometrica con respecto a la cantidad de carbonizado en ese

nodo específico (nodo 1). Por consiguiente, 𝑥𝐻2𝑂,1 queda definido por la ecuación (29). Como

�̇�𝐶 equivale a �̇�𝐶 multiplicado por su densidad molar, se puede sustituir (28) en (29) para

simplificar 𝑥𝐻2𝑂,1, de modo que se pueda definir en la ecuación (34).

𝑥𝐻2𝑂,1 =(1 + 𝑒) ∗ �̇�𝐶,1+2 − �̇�𝐶, 1

(1 + 𝑒) ∗ �̇�𝐶,1+2 + �̇�𝐶,1 (29)

𝑥𝐻2𝑂,1 =(1 + 𝑒) [

𝑉2 (

1𝑡1

+1𝑡2

)] −𝑉2 (

1𝑡1

)

(1 + 𝑒) [𝑉2

(1𝑡1

+1𝑡2

)] +𝑉2

(1𝑡1

) (30)

El método de volúmenes finitos requiere de más de dos nodos para permitir estimar un rango

de flujos másicos adecuados en el reactor, debido a los gradientes de temperatura y concentra-

ción de agua mencionados anteriormente. Por consiguiente se emplea un método de N volú-

menes finitos iguales representado en la Figura 4-17. El flujo volumétrico se calcula siguiendo

la metodología análoga al método con 2 volúmenes finitos y queda definido mediante la ecua-

ción (31). La fracción molar de vapor de agua en cualquier nodo se calcula bajo el mismo

análisis realizado para el nodo 1 en el método con 2 volúmenes y queda definido mediante la

ecuación (32), análoga a la ecuación (30).

�̇�𝐶 =𝑉

𝑁(

1

𝑡1+

1

𝑡2+ ⋯

1

𝑡𝑖+ ⋯

1

𝑡𝑁) =

𝑉

𝑁∑

1

𝑡𝑛

𝑁

𝑛=1

(31)


𝑥𝐻2𝑂,𝑖 =(1 + 𝑒) ∗ �̇�𝐶,1+2+⋯+𝑖+⋯+𝑁 − �̇�𝐶, 1+2+⋯𝑖

(1 + 𝑒) ∗ �̇�𝐶,1+2+⋯+𝑖+⋯+𝑁 + �̇�𝐶,1+2+⋯𝑖=

(1 + 𝑒) ∑1𝑡𝑛

𝑁𝑛=1 − ∑

1𝑡𝑛

𝑖𝑛=1

(1 + 𝑒) ∑1𝑡𝑛

𝑁𝑛=1 + ∑

1𝑡𝑛

𝑖𝑛=1

(32)

Figura 4-17. Método de volúmenes finitos para dos nodos.

Los flujos de biomasa se calculan empleando el método de N volúmenes finitos iguales para 2n

nodos, considerando n desde 0 a 6, es decir desde 1 a 64 nodos. Considerando resultados de

pruebas de calentamiento con los mayores gradientes de temperatura, se establece T1= 915 °C

y T2= 1043 °C. Se establece un exceso vapor de agua del 50 % con respecto a la tasa de

consumo estequiométrica de carbonizado. La conversión w en (23), se establece cercana al

100%; los flujos másicos calculados para cada 2n nodos y el error estimado mediante la ecuación

(33) se representan en la Figura 4-18. Se observa una disminución exponencial del error con

el número de nodos que a partir de 32 nodos es prácticamente despreciable.

%𝐸𝑟𝑟𝑜𝑟 =�̇�𝐵, 𝑁=64 − �̇�𝐵, 𝑁=𝑖

�̇�𝐵, 𝑁=64

∗ 100% (33)


Figura 4-18. Flujo de biomasa y error variando número de nodos.

Los flujos de biomasa a diferentes condiciones de temperatura variando el exceso de vapor de

agua se representan en la Figura 4-19. La temperatura representativa del perfil se calcula como

el promedio entre T1 y T2. T1 varía entre 700 °C y 900 °C y T2 se asume 150 °C mayor que

T1. Se ejecuta el método con 64 volúmenes finitos iguales. Se observa una gran influencia de

la temperatura sobre el flujo de biomasa, ya que este último incrementa exponencialmente a

medida que incrementa la temperatura. El flujo de biomasa incrementa levemente con el

exceso de vapor de agua; aunque el incremento con esta variable es más evidente de igual

manera a medida que aumenta la temperatura. Para un exceso de vapor de agua de 10, el flujo

incrementa desde 3,7 kg h-1 hasta 101,4 kg h-1 cuando la temperatura incrementa desde 775 °C

hasta 975 °C. A esta última temperatura, el flujo de biomasa incrementa entre 46,7 kg h-1 hasta

101,4 kg h-1 en cuanto el exceso de vapor de agua incrementa desde 0,2 a 10. A 775 °C el flujo

permanece en aproximadamente 3,77 kg h-1, independientemente de la magnitud del exceso.

.

250

270

290

310

330

350

0

5

10

15

20

25

0 10 20 30 40 50 60

Flu

jo d

e bio

mas

a /

kg h

-|

% E

rror

N

% error vs N° nodos

Series1

% Error

Flujo de Biomasa


Figura 4-19. Perfiles de flujo de biomasa variando el exceso de agua a diferentes temperaturas.

4.1.3. Pruebas de adecuación.

Bajo los principios de fácil operabilidad y seguridad en la operación, se realizaron varias prue-

bas preliminares para adecuar la planta a los experimentos de gasificación con las condiciones

de confiabilidad y reproducibilidad deseadas. En la Figura 4-20 se presenta el procedimiento

de montaje para realizar las pruebas de adecuación y posteriormente la descripción de cada

una de estas.

Figura 4-20 Pruebas de puesta a punto del sistema de gasificación

0

15

30

45

60

75

90

105

0 2 4 6 8 10

Flu

jo d

e b

iom

asa

/ kg

h-1

e /-

775 °C

825 °C

875 °C

925 °C

975 °C


A) Prueba de hermeticidad

La hermeticidad es la característica operacional más importante durante la ejecución de cual-

quier prueba en el sistema de gasificación. Esta propiedad garantiza seguridad con respecto a

gases explosivos y corrosivos que puedan atentar contra la integridad física de los usuarios.

Además es indispensable para poder medir, controlar y analizar los gases producidos durante

la prueba.

Procedimiento de montaje del reactor.

Se conecta la brida inferior de la sección intermedia a la cara superior de la brida de

la sección inferior (ver Figura 4-7), añadiendo un sello anular de grafoil de 1/3 de

pulgada de espesor entre las superficies de la brida. Luego se repite el procedimiento

para la sección externa, acoplando la camisa del reactor a la sección inferior, añadiendo

el sello de grafoil.

Se conecta la sección superior o tapa del reactor a las bridas superiores de las secciones

intermedia y externa. Se adhieren los sellos de grafoil a cada brida para promover la

hermeticidad deseada. No se ensambla el sistema de alimentación y La tapa es sellada

en los puntos que conectan a dicho sistema.

Se instala la compuerta del depósito de cenizas a la brida cuadrada del mismo. La

compuerta del depósito de cenizas tenía forma semicilíndrica a semejanza del mismo

depósito, pero tuvo que ser modificada porque no había forma de evitar fugas en ese

punto. La modificación se realiza durante el proyecto de maestría a cargo del ingeniero

Jimmy Barco [8].

Se conecta el reactor al sistema de enfriamiento, luego se realiza la conexión al filtro,

posteriormente al piezómetro y por último se realiza la conexión a la bomba de succión

precedida de la válvula de aguja con la cual se regula la presión de todo el sistema.

Procedimiento de análisis de hermeticidad

Una vez sellados todos los componentes de la planta y cerrada la válvula regulatoria, se intro-

duce N2 grado industrial o aire seco comprimido a un flujo de 5 l/min, hasta alcanzar una

presión manométrica de 400 mbar. Luego se cierra el suministro de gas y se contabiliza el

tiempo en el que desciende la presión. Se observa que la máxima hermeticidad posible se logra

cuando la presión disminuye desde aproximadamente 400 mbar hasta 0 mbar manométricos,

alrededor de 30 minutos.


Observaciones durante las pruebas realizadas

En el reactor se observan varios puntos de fuga, detectados por el ruido a presión si es una

fuga considerable, o por la formación de burbujas de espuma de jabón. Si la fuga es detectada

en el área de los sellos, se refuerza la hermeticidad mediante silicona a alta temperatura. Si la

fuga es detectada en el área de los acoples roscados, como la conexión al manómetro o a la

línea de nitrógeno en la tapa, se adiciona teflón o silicato de sodio fundido para sellarlo, una

vez verificando que no hayan rupturas en las partes de cobre.

En el sistema de enfriamiento, se detectan varios puntos de fuga en los sellos de neopreno en

las bridas de cada intercambiador, que se corrigen con hilos de silicona térmica o instalando

nuevos sellos l. Para la limpieza de material condensado en las superficies del intercambiador

se debe desarmar y volver a fabricar los sellos, puesto que a diferencia del grafoil, el neopreno

se agrieta y se deforma después del ensamble.

Modificaciones realizadas

Se observa la dificultad en mantener herméticas las partes del sistema de enfriamiento, por lo

que se modifica el procedimiento de desarme de las partes y se deja ensamblado de manera

permanente. Esta modificación garantiza fácil abordaje durante las pruebas y mantiene la

integridad de los sellos de neopreno. No se altera el procedimiento de limpieza de alquitranes

remanentes realizada con hisopos de estopa impregnados de isopropanol e insertados desde un

extremo. El pesaje del alquitrán en el intercambiador para posteriores balances de materia se

realiza en una báscula de 250 kg con división de escala de 0,1 kg.

B) Prueba de calentamiento

Se realizan inicialmente varias pruebas llenando la zona de gasificación con carbón vegetal

previamente pirolizado y molido en un molino de cuchillas marca Retsch SM-100 neu con una

malla de 3mm. La zona de gasificación se encuentra comprendida entre los tubos del ingreso

de agua en la parte inferior y el punto de extracción de los gases de salida en el extremo

superior del tubo interno de la sección inferior. En esta prueba se determina la tasa de calen-

tamiento del reactor, el rango de temperaturas alcanzadas, la distribución de temperatura axial

y radial, tiempo de estabilización y la desviación estándar de la temperatura promedio en el

periodo estable, aplicando la máxima capacidad térmica de los quemadores.


En la Figura 4-21 se presentan los perfiles de calentamiento alcanzados de acuerdo a cada uno

de los termoelementos indicados en la sección 4.1.1 cuyo código alfanumérico de identificación

se observa en la Tabla 4-1. En la Tabla 4-3, se presentan las temperaturas máximas alcanzadas

en periodo estable, la velocidad de calentamiento media calculada en período transitorio para

cada uno de los termoelementos y la desviación porcentual en período estable. La velocidad

media se calcula como el cociente entre el aumento de temperatura hasta el valor máximo y el

tiempo de calentamiento.

Los resultados de las mediciones indican que las temperaturas máximas que se alcanzan en el

periodo estable y las tasas de calentamiento tienden a aumentar en cuánto más próximas se

midan a la fuente de calor, es decir entre más abajo y cercano a la pared se encuentre. La

variación porcentual de la temperatura con respecto a la temperatura promedio es despreciable

en la fase estable pues es de máximo 0,84% y tiende a disminuir en cuanto la medida se

aproxima a la fuente de calor El tiempo de calentamiento hasta la fase estable varía con la

posición axial, mientras la zona inferior o más próxima a la fuente de calor se logra estabilizar

en 100 minutos, la zona superior se estabiliza a partir de los 140 minutos.

Figura 4-21 Perfiles de temperatura en la prueba preliminar con carbonizado. La identificación

de los termopares se indica en la Tabla 4-1.


Tabla 4-3. Determinaciones en la prueba preliminar con carbonizado.

Referencia Temperatura máxima

/ °C

Velocidad de calenta-

miento media /

K/min-1

Variación en la fase

estable / -

Centro 57 cm 711,77 7,61 0,64%

Mitad 57 cm 887,29 5,13 0,57%

Pared 57 cm 863,90 8,41 0,81%

Centro 86 cm 937,53 14,49 0,58%

Mitad 86 cm 999,01 8,63 0,32%

Pared 86 cm 1027,09 9,70 0,74%

Mitad 137 cm 1074,10 13,92 0,88%

Pared 137 cm 1110,04 11,88 0,32%

Centro 185 cm 1140,72 13,14 0,01%

Mitad 185 cm 1140,50 13,27 0,01%

Pared 185 cm 1174,25 55,20 0,13%

C) Sistema de alimentación de biomasa

El sistema de alimentación disponible (Figura 4-2), tenía varias desventajas, entre las que se

destacaban la deficiencia técnica para transportar biomasas de alta densidad. Por lo tanto fue

necesario diseñar un nuevo sistema con las condiciones técnicas apropiadas para alimentar

cuesco de palma.

A partir de los parámetros de diseño reportados por García [43], se elige una capacidad de

almacenamiento de 80 kg, para pruebas de gasificación de 8 horas.

La metodología para el diseño y selección de parámetros técnicos del tornillo se realizaron

junto con Barco [8] y se resume a continuación.

Se tiene en cuenta el tipo de material a transportar, el tamaño de grano y la densidad

a granel de la biomasa para establecer la geometría del tornillo y la potencia con la

cual debe ser movido

Se consideran factores de capacidad que tienen en cuenta la relación paso-diámetro del

tornillo, factor de llenado del tornillo y factor, usando la literatura de Thomas conveyor

Company y KWS manufacturing Company [75]


Considerando las RPM máximas calculadas, el porcentaje de llenado seleccionado y el

tipo de material, se determina el diámetro y la velocidad del tornillo sin-fin.

Considerando las cargas transversales y longitudinales del motor y la disponibilidad en

el mercado local, se determina el tipo de rodamiento del motor.

Considerando la potencia necesaria para superar la inercia del tornillo en vacío, la

potencia para transportar el material a la velocidad especificada y factores de sobre-

carga y de eficiencia, encontradas en las tablas de KWS, se determina el tipo de motor

que se debe emplear [75].

Enla Figura 4-22 se presenta un plano del sistema diseñado y en la Figura 4-23 una foto

del sistema construido La tolva se construyó en lámina de acero inoxidable 304, resistente

a la corrosión y oxidación a altas temperaturas, y a presiones moderadas (≤ 500 mbar). El

tornillo se construye en el mismo acero inoxidable 304, con una longitud de 950 mm, 1

pulgada de diámetro nominal y un paso de 1 pulgada. El motorreductor acoplado es AC

tipo Sew-Eurodrive de 0,5 Hp, modelo Spiroplan W20DRS71S4, con velocidad de salida

de 69 rpm.

La tolva tiene un volumen de almacenamiento de 135 litros. La tolva tiene forma de or-

toedro con dos bases laterales cuadradas y en la parte inferior termina en forma de pirámide

cuadrangular truncada. Las dimensiones aproximadas a un ortoedro son de 45x55x55 cm.

El tornillo tiene un diámetro con aletas de 51,6 mm y una longitud de 635 mm, el paso

entre aletas es de 25,4 mm.

Figura 4-22. Plano de los componentes del sistema de alimentación.


Figura 4-23. Foto del sistema modificado de alimentación de biomasa.

Se realizan varias pruebas de dosificación de cuesco de palma de aceite de tamaño de partícula

entre 1 y 3 mm, a diferentes velocidades de giro del tornillo y se determina la ecuación lineal

para relacionar el flujo de biomasa con la frecuencia del variador, representada en la Figura

4-24.

Figura 4-24. Calibración del tronillo sin-fín del sistema de alimentación de biomasa.

Teniendo en cuenta la posibilidad de acumulación de biomasa en el reactor, se hace necesario

la instalación de un sensor de nivel que esté sincronizado con la activación y desactivación del

motorreductor del tornillo sinfín a un determinado nivel de biomasa.

( kg/h)


El sistema está conformado por un microcilindro neumático de 8 mm de diámetro, dos inte-

rruptores magnéticos para cilindros de aire, un vástago para la verificación de nivel y un

cilindro disipador de temperatura para protección del microcilindro neumático.

Existen dos relés magnéticos encargados de sincronizar la posición del vástago con la válvula

solenoide que activa el cilindro neumático que mueve dicho vástago. En el tablero de control

existe un potenciómetro que modifica la velocidad del motorreductor y un temportizador que

regula el tiempo de activación del tornillo.

Figura 4-25. Esquema del funcionamiento de vástago de sensado de nivel de biomasa [8].

En el tramo que conecta el sistema de alimentación con la tapa se coloca un serpentín de cobre

alrededor del tubo por el que se hace circular agua de un recipiente con hielo mediante una

bomba de diafragma. Esto con el fin de evitar degradación térmica de biomasa y condensación

de alquitranes en la tolva por el ascenso de gases a altas temperaturas.

D) Prueba de pirólisis

Esta prueba tiene como objetivo observar el comportamiento de los sistemas, las tuberías y las

diferentes partes de la planta de gasificación, a las condiciones de máxima producción de al-

quitranes, correspondiente al proceso de pirólisis lenta. De igual manera esta prueba se hace

para estandarizar el protocolo de toma de datos de los instrumentos de medición durante una

prueba completa en la planta.

La prueba se realiza con cuesco de palma de aceite molido, con tamaño de partícula entre 1 y

3 mm. La molienda se realiza con un molino de cuchillas marca Retsch SM-100 neu con una

malla de 3mm- El cuesco se calienta a la máxima tasa de calentamiento realizable en el reactor,

con la misma configuración de los termopares con la que fue realizada la prueba de calenta-

miento


El producto líquido en la pirólisis puede superar el 50 % en masa de la biomasa seca [46] [88]

Debido a esta gran cantidad de producto líquido se tomaron medidas para asegurar un sistema

de condensación y limpieza de alta eficiencia. El sistema de recolección de condensados modi-

ficado (ver Figura 4-26 ) consta de los mismos depósitos de alquitranes (17) que están añadidos

a los intercambiadores de calor (16), junto con un depósito de 50 litros, cuyo volumen está

dimensionado a la prueba de pirólisis a tasa baja de calentamiento lo cual genera condiciones

extremas de producción de condensados y a una prueba preliminar de gasificación posterior

con el máximo flujo de agua posible a dosificar (41). Luego el tanque de condensado se conecta

a dos tanques llenos de aserrín (42) en paralelo fabricados en acero A36 para asegurar mayor

retención de volátiles remanentes en el gas. Se colocan además dos filtros de aserrín de apro-

ximadamente 18 l de capacidad llenos de aserrín de madera que permite la absorción de alqui-

tranes de manera eficiente.

El cálculo de la cantidad máxima admisible de alquitranes que se pueden producir en la planta

de gasificación, tiene como base la máxima capacidad de succión de la bomba (13,3 m3/h), que

se asume como la cantidad máxima de gases que se pueden producir en el reactor. Realizando

un balance de materia para un proceso de gasificación de cuesco de palma de aceite, en el cual

se realiza pirólisis siguiendo el comportamiento térmico de la norma ISO 647, se determina que

la cantidad de gas sin condensados producida en masa se relaciona aproximadamente en 1:1

con la masa de biomasa alimentada. La tasa máxima posible de alimentación de biomasa

resulta en 14,3 kg/h [43] [8]. A partir de la información disponible de distribución de productos

de la gasificación, se determina que en condiciones extremas (asumiendo que todo el vapor de

agua alimentado se condensa), que el flujo máximo de condensados es de 6 l/h, por lo tanto el

tanque de 50 litros alcanza para almacenar 8,3 horas en continuo [8] [12] [43] [46] [113].

El montaje experimental se presenta en la Figura 4-27. El reactor es alimentado por la tolva

que contiene el material a procesar (A). Como esta operación se realiza en un lote, se alimenta

la biomasa, luego se retira el sistema de alimentación y se sella el equipo.


Figura 4-26. Sistema de recolección de alquitranes modificado [8].

A medida que se calienta el lecho, los productos volátiles y gaseosos salen del reactor (B)

succionados por la bomba de vacío (H). Entre el reactor y la bomba de vacío se ubican dos

intercambiadores de calor de tubos concéntricos (F) en donde se condensan los alquitranes y

el agua y dos filtros de aserrín (G) donde se separan los alquitranes que permanecen en el gas

después de la condensación. Después de la bomba los gases son medidos por medio de un

contador de gas (I). Por último, la mezcla de gases es quemada y dirigida hacia una chimenea

(J). Finalmente se deja enfriar el equipo a temperatura ambiente y se determina la masa de

carbonizado residual, la masa de residuo líquido condensado de los intercambiadores y las

secciones de manguera posteriores a estos para determinar el alquitrán adherido en las paredes.

Figura 4-27. Montaje experimental para la prueba de pirólisis de cuesco de palma.


Los resultados del perfil de calentamiento se observan en la Figura 4-28 se calcula la tempe-

ratura media de operación teniendo en cuenta las mediciones reportadas entre los termoele-

mentos a 86 cm y los termoelementos a 185 cm de la tapa superior, ya que en este espacio se

ubica el lecho fijo de cuesco de palma de aceite molido.

Figura 4-28. Perfiles de temperatura en la prueba de pirólisis de cuesco de palma, la nomenclatura se

puede observar en la Tabla 4-1

Durante la prueba se toma el volumen que reporta el contador de gases a la salida del sistema

desde que empieza el calentamiento cada 10 minutos hasta cuando se descienden 50°C de la

temperatura máxima.

El contador es previamente calibrado haciendo pasar un flujo determinado de aire por unos

rotámetros Cole-Parmer EW-32461-50, de capacidad máxima de 5 lpm y 100 lpm. La curva

de calibración se muestra en la Figura 4-29.


Figura 4-29. Calibración del contador de gases a la salida

Luego de terminar el calentamiento y dejar enfriar, se desmonta el equipo y se procede a pesar

el carbonizado de cuesco de palma residual en la cámara interna del reactor y en el depósito

de ceniza. También se retira el material adherido en las paredes, empleando aire comprimido.

De igual manera, se determina el producto líquido drenando los alquitranes del tanque de

recolección de condensado de los intercambiadores y pesando nuevamente las mangueras y los

filtros que tienen contacto con el gas de salida. El contenido de agua se determina por medio

de destilación extractiva con xileno en una etapa a reflujo total siguiendo el montaje experi-

mental y el procedimiento descrito en la norma ASTM D95-05.El volumen de gas producido

acumulado y diferencial (flujo volumétrico) por unidad de masa se presenta en la Figura 4-30.

Figura 4-30. Producción de gas durante la pirólisis de cuesco de palma de aceite

Vol

um

en a

cum

ula

do

de

gas

pro

duci

do

por

unid

ad d

e m

asa

de

bio

masa

sec

a

inic

ial /

l/g


El balance de materiales del proceso de pirólisis se realiza determinando la cantidad de pro-

ducto líquido, carbonizado residual y gases considerando el volumen acumulado y la densidad

determinada por cromatografía de gases. Los resultados se observan en la Tabla 4-4.

Tabla 4-4. Rendimiento másico de los productos de la pirólisis de cuesco de palma de aceite en

el reactor de lecho fijo.

Base húmeda Base seca Base seca

Material Masa / g Masa / g Masa / %

Biomasa 14100 12737 100

Carbonizado 5192 5192 41

Alquitranes 4220 4220 33

Agua 2698 1335 10

Gas 1990 1990 16

El contenido alto de carbonizado se debe a la tasa de calentamiento y a la biomasa empleada

de 2,5 K/min, y a la temperatura máxima alcanzada de 550 °C, que son condiciones propias

de la carbonización o pirólisis lenta [12] [46] [117] [128]. Gómez et al. [46] reportan valores de

rendimiento de carbonizado empleando la norma ISO 647 de 33,11 % para cuesco de palma en

retorta. Se observa también en este experimento, la presencia de material sin procesar después

de finalizar la prueba, en una fracción no mayor al 5 %, debido a que el movimiento que se

realiza en el equipo al ser ensamblado provoca que el lecho se desplace hacia abajo por entre

los agujeros de las mallas de cenizas y el material que queda en el depósito de ceniza no alcanza

las temperaturas promedio de pirólisis. Este inconveniente se contrarresta posteriormente al

disminuir el diámetro del agujero de la malla y al colocarla en una zona superior del reactor.

Modificaciones realizadas a partir de la prueba de pirólisis.

Tramo de salida de gases

Dentro de las dificultades presentadas durante la prueba de pirólisis se encuentra el aumento

incontrolable de la presión general de la planta de gasificación, que se solucionaba activando

manualmente la válvula de alivio de la tapa y liberando el gas a presión por la tapa del reactor.

Uno de los puntos de obstrucción se encontraba en la tubería de evacuación del gas de la

sección inferior, debido a la acumulación y bloqueo por parte de volátiles condensados antes

de llegar al sistema de enfriamiento.


Para mitigar el problema de obstrucción a la salida del reactor se hace necesaria la adquisición

de resistencias de calentamiento metálicas en forma de espiral, ajustables a la superficie de los

tramos de ½ pulgada del gas. Las temperaturas de las resistencias son controladas mediante

relés de estado sólido y son medidas con termopares tipo J, que miden entre 0 y 750 °C. La

temperatura objetivo se fija en 500 °C, ya que es superior a la temperatura de condensación

de alquitranes de biomasa, que oscila entre 250 y 450 °C [46] [12] [92].

Tubo interno de la sección inferior

Durante varias pruebas se observaba un aumento acelerado en la presión medida desde la tapa

mayor que la medida en el piezómetro junto a la bomba de succión de gases. Además se

encontró al desmontar el reactor que la parte superior del tubo interno de 2,5 pulgadas, unido

a la sección inferior, se encontraba parcialmente obstruído con carbonizado y alquitranes. A

partir de estas observaciones se realizó una modificación importante para impedir la obstruc-

ción del tubo interno.

Se coloca un tubo cobertor tapado en un extremo, de 4 pulgadas de diámetro externo y fabri-

cado en acero inoxidable 304, concéntrico al tubo interno. El cobertor se soporta sobre una

lámina anular perforada con agujeros de 1/4 de pulgada, 1/16 de espesor y en acero inoxidable

314. Se coloca otra lámina entre el cobertor y la superficie interna de la sección intermedia del

reactor, que funciona como soporte del lecho fijo de biomasa.

La entrada de vapor de agua ya no podría quedar en la parte inferior puesto que no haría

contacto con el lecho de biomasa. Por ello se instalan tubos que alcanzan la parte superior del

cobertor, de tal manera que el agua fluye en la misma dirección que la biomasa, cambiando la

configuración del gasificador desde contra-corriente con respecto a la zona de reducción (up-

draft) hacia uno de corrientes paralelas (downdraft) [12] [89].

Otra modificación importante que se deriva de la inclusión del tubo cobertor es que se prescinde

de utilizar el termopar central multipunto porque no dispone del espacio suficiente para su

instalación.. Por lo tanto la ubicación final de los termoelementos queda representada en la

Figura 4-31.

E) Sistema de dosificación de agua

La bomba de diafragma disponible no ofrecía un rango adecuado de dosificación de agua para

las pruebas de gasificaicón. Tampoco contaba con al suficiente cabezade presión para impulsar


el agua desde el recipiente de almacenamiento hasta el interior del reactor. Por lo tanto se

hace necesaria la adquisición de una bomba peristáltica que supla esas necesidades.

Figura 4-31. Disposición final de los termoelementos en el reactor de lecho fijo.

Se adquiere entonces una bomba peristáltica con un motor de velocidad variable de 1/20 Hp,

con velocidades entre 20 y 600 RPM. Acoplado a un cabezal en polisulfona con tres rodillos en

acero inoxidable y dos mangueras L/S 14 y L/S 18 en silicona platino-curada que ofrecen

distintos rangos de dosificación.

En la Figura 4-32 se representa la calibración de la bomba relacionando el valor de la escala

del potenciómetro, la velocidad de rotación del motorreductor y el flujo de agua para ambas

mangueras.


Figura 4-32. Calibración de la bomba peristáltica.

Se realiza además otra modificación para la conexión de las mangueras de cobre que dirigen el

agua desde la bomba peristáltica hasta las conexiones de ingreso al reactor en el depósito de

cenizas. Este cambio consiste en la conexión directa de la manguera de silicona platinada que

va desde el tanque de almacenamiento de agua, pasando por los rodillos del cabezal de la

bomba hasta el punto de unión de las mangueras de cobre. No se tiene en cuenta el tramo de

salida de los gases de combustión, debido a que las temperaturas en la parte inferior del reactor

son suficientemente altas para evaporar instantáneamente el agua ( >800 °C) y la bomba no

necesita superar el cabezal de presión necesario para transportarla hasta el punto de ingreso

de dicho tramo.

4.1.4. Protocolo de ejecución de pruebas de gasificación.

A continuación se describe el procedimiento experimental para prender, monitorear el pro-

ceso de gasificación y apagar la planta de gasificación empleada para llevar a cabo el plan ex-

perimental. Un esquema del sistema se presenta en la Figura 4-33. La numeración corres-

ponde a dicha figura.


Inicialmente se corrobora el flujo de biomasa y el flujo de agua de la bomba peristál-

tica, considerando las curvas de calibración de la Figura 4-24 y la Figura 4-32.

Se sigue el mismo procedimiento de ensamblaje del reactor descrito en la sección 4.1.2.,

ensamblando inicialmente la sección intermedia (6) y luego la exterior (3). Se considera

que en lugar de conectar únicamente la tapa en la parte superior, se acopla la sección

superior junto con todo el sistema de alimentación (5), incluyendo el sensor de nivel

expuesto en la sección 4.1.2. con el fin de optimizar el tiempo de ensamblaje del reactor.

El funcionamiento regular de los termopares (7) se evalúa previa a la instalación en la

tapa, luego éstos se limpian y se ubican en los agujeros correspondientes sobre la tapa.

En la tapa se instalan las mangueras metálicas del manómetro (20) y de la corriente

de nitrógeno. Se acopla el vástago y el cilindro neumático del sensor de nivel. Se emplea

un medidor portable de temperatura para monitorearla en la superficie de la tapa (2).

Se acoplan los quemadores (1), cuyo correcto funcionamiento es previamente validado.

Se adiciona la cantidad de biomasa deseada en la tolva y se tapa comprobando que el

empaque de neopreno esté en buenas condiciones (5). Para las pruebas con cuesco en

forma granular se ajusta un tamaño de partícula entre 1 mm y 3 mm con el molino de

cuchillas o de martillos.

Se conectan las mangueras de cobre a extremos opuestos del depósito de cenizas (19),

en la unión de dichas mangueras se conecta la manguera de silicona platinada que

transportará el agua desde el depósito hasta el reactor por medio de la bomba peris-

táltica (4).

Se acopla el tramo de salida de los gases en la sección inferior a los intercambiadores

(9), asegurando buen aislamiento térmico con lana mineral de fibra de vidrio y cinta

de protección de tubería de vapor. Además se verifica el funcionamiento del sistema de

calentamiento del tramo de salida (8).

Se conecta el intercambiador por el que sale el gas al tanque de recolección de 50 litros

(10) y este a los tanques de aserrín (11) empleando mangueras de poliuretano previa-

mente pesadas para determinar posteriormente los alquitranes adheridos.

La salida de uno de los tanques de aserrín se conecta al piezómetro de presión (21) y

este a la tubería en acero que funciona para evacuar los gases producidos.

A esta tubería se une una manguera plástica que va conectada en serie a un filtro de

lana de vidrio (12), un medidor de oxígeno, la válvula de aguja reguladora y finalmente

la bomba de succión (14).


Se conecta la salida de la bomba de succión en serie a un bypass, donde se extrae la

muestra de gas para análisis cromatográfico (13) y al contador de gases previamente

calibrado (15).

Desde el contador de gases se hace la conexión a la tubería que va hacia el quemador

auxiliar acoplado a la chimenea de evacuación del laboratorio (17). La corriente de

gases succionados se mezcla con la corriente de los gases de combustión que provienen

de la camisa del reactor.

Una vez instalados y sellados todos los componentes de la planta, se realiza la prueba

de hermeticidad y se corrigen las fugas encontradas de acuerdo al procedimiento des-

crito en la sección 4.1.2. numeral A.

Se activan de manera simultánea con la prueba de hermeticidad, las resistencias de

calentamiento del tramo de salida de gases, el bombeo de agua del serpentín de cobre

que protege el tramo de alimentación de biomasa y el bombeo de agua helada a la

cámara anular de los intercambiadores de calor.

Se verifica la correcta conexión de los termopares y el piezómetro transductor de pre-

sión a la tarjeta de adquisición de datos y esta al computador. La adquisición de datos

se realiza por medio del software Benchlink Agilent Data Logger 3 Se realiza la confi-

guración de los nombres y las unidades de medición de las entradas de la tarjeta de

acuerdo a la etiqueta de los termopares (Ver Tabla 4-1). Finalmente se activa el escaneo

de la tarjeta.

Se pesan los intercambiadores de calor, el tanque de 50 litros, las mangueras de poliu-

retano, los filtros de aserrín y el filtro con mezclas de lana de fibra de vidrio y estopa

de algodón, para determinar posteriormente la masa de condensados adheridos. A ex-

cepción de los filtros, estos equipos y mangueras se limpian previamente con hisopos

de isopropanol. Cuando no se eliminan fácilmente los alquitranes se empleaadicional-

mente un mechero bunsen para inducir la evaporación.

Se introduce nitrógeno grado industrial a una tasa de 5 l/min, simultáneamente se

regula la presión de toda la planta abriendo la válvula de aguja reguladora (22) y

permitiendo la succión de la bomba principal. Cuando la presión absoluta interna se

estabiliza alrededor de la presión atmosférica, observando el manómetro conectado a

la tapa, y el piezómetro con una señal cercana a 4 mA. La presión que indica el piezó-

metro a lo largo de la prueba se interpreta en bares mediante los valores iniciales de

presión y señal del piezómetro.


Figura 4-33. Esquema de la planta de gasificación en su configuración definitiva.

Se activan los dos quemadores abriendo las válvulas de la red de gas natural del labo-

ratorio y activando los interruptores eléctricos en el tablero de control.

La temperatura media de reacción aproximada se considera como la media aritmética

de las temperaturas reportadas por los sensores ubicados a 86 cm y 137 cm. Se asume

que estos pares de sensores delimitan el lecho de biomasa. Sin embargo luego de cada

prueba se calcula la longitud real de lecho a partir de la masa de carbonizado rema-

nente. Con ello se corrige la temperatura media de reacción suponiendo perfil lineal de

temperatura.

Cuando la temperatura máxima en el reactor haya superado los 600 °C, se hace circular

el agua de reacción mediante la bomba peristáltica. Se abre la válvula de aguja regu-

ladora hasta obtener presión atmosférica.

Una vez la temperatura de gasificación media aproximada calculada a partir de la

media aritmética de los valores de los termoelementos B y C que delimitan la zona de

gasificación (ver Figura 4-31) haya superado la temperatura deseada para la prueba de

gasificación se estabiliza la temperatura apagando uno de los quemadores, en el caso

22


de las temperaturas máximas posibles en el gasficador se permite la estabilización con

ambos quemadores encendidos

Cinco minutos después de observar estabilización en la temperatura (aprox. ±10 °C)

se activa el tornillo sin-fín para comenzar la gasificación.

Al activar el tornillo y alimentar biomasa que empieza a gasificarse, se eleva la presión

del equipo indefinidamente. Debido a que se debe asegurar presión absoluta cercana a

la presión atmosférica, se desactiva el tornillo cuando supere los 400 mbar y se vuelve

a activar cuando se reduzca por debajo de 100 mbar durante todo el período de esta-

bilización.. En estas pruebas por el período de estabilización relativamente corto, no se

hace necesario el uso del sensor de nivel.

Cuando el proceso se encuentre en condiciones controladas se toman muestras de gas

en el bypass, cada 5 minutos. Se procura tomar mínimo 5 muestras de gas, dependiendo

de la controlabilidad del proceso a las condición de temperatura y relación agua/ bio-

masa configurada.

Una vez se toman las muestras se apaga el tornillo de alimentación, se apaga el que-

mador o los quemadores y se desactiva la bomba peristáltica de dosificación de agua.

Manteniendo la corriente de nitrógeno de 5 l/min, y cuando la temperatura máxima

del reactor haya descendido de 300 °C, se suspende el flujo de nitrógeno, se apaga la

bomba de succión, se apagan las resistencias de calentamiento del tramo de salida de

gases y se desactivan las bombas de diafragma de los recipientes con agua- hielo del

serpentín de cobre y de los intercambiadores.

En la Figura 4-34 se observan los perfiles de temperatura en las zonas que delimitan la

zona de gasificación y el perfil de temperatura medio en el lecho de gasificación (el

cálculo detallado de la temperatura media de gasificación se aborda en el sección 4.4).

Se indican los momentos de calentamiento gasificación y enfriamiento y el período de

dosificación de agua. La líneas verticales indican los momentos en los cuales se activan

o desactivan los quemadores (rojas), la bomba peristática de agua (azules) y el tornillo

sinfin (cafés).

Cuando el reactor se encuentra a temperatura ambiente, se abre la compuerta del

depósito de cenizas donde se encuentran partículas de carbonizado remanente, ceniza

y fragmentos metálicos de las paredes del reactor desprendidos por las latas tempera-

turas. Se usa aire comprimido desde el agujero del sensor de nivel en la tapa y al tiempo

se realizan golpes con un martillo de goma en varias partes del cuerpo del reactor para

provocar que todas las partículas sólidas remanentes de carbonizado desciendan hacia

el depósito .Se emplea un imán para extraer todos los metales posibles del carbonizado


Posteriormente se extraen muestras para realizar las pruebas de análisis último, análisis

elemental y densidad a granel.

Se desconectan las mangueras de poliuretano del tanque de 50 litros y los tanques de

aserrín, y se pesan para determinar el alquitrán adherido.

Se drenan los depósitos de alquitranes de los intercambiadores del sistema de enfria-

miento y el tanque de 50 litros para determinar la cantidad de condensados obtenidos.

Se pesan los intercambiadores de calor y el tanque de 50 litros para determinar el

alquitrán adherido en las paredes.

Se pesan los filtros de aserrín y el filtro de lana de vidrio de la bomba de succión para

determinar el alquitrán absorbido.

Se destapa la tolva y se pesa la biomasa sobrante.

Figura 4-34. Esquema global de la secuencia de operaciones realizadas durante la prueba de gasifica-

ción. Tm es el perfil ajustado de temperatura del lecho. B es el perfil de temperatura medido por los

termoelementos B, análogo para C, de acuerdo a la Figura 4-31.

B

C

Tm


4.2. Proceso de peletización

En esta subsección se presentan los equipos y el plan experimental de peletización de cuesco

de palma de aceite y se abordan los siguientes aspectos:

Descripción técnica del molino de martillos y el sistema de recolección del material.

Descripción técnica de la peletizadora y materiales de peletización

Descripción de las pruebas preliminares para la selección de parámetros óptimos de

fabricación de pellets de cuesco.

Procedimiento experimental definitivo de fabricación de pellets.

4.2.1. Equipos empleados.

Molino de martillos

Se emplea un molino de martillos marca Agico CF420 con una malla de 4mm, para adecuar

el cuesco de palma de aceite al tamaño de partícula deseado para realizar las mezclas con

aglomerante y agua que serán posteriormente peletizadas. El molino viene acompañado de un

ciclón con un motor de 11 kW de potencia para retener el material fino en un recipiente

acoplado en la parte inferior.

Peletizadora

La peletizadora empleada es de tipo plato-rodillo, marca PK/KL representada en la Figura

4-35. El material a peletizar entra por la tolva, luego hace contacto con la parte baja de los

rodillos, que lo comprimen y lo hace pasar por los agujeros del plato de 6 mm. El plato gira

gracias a un mecanismo impulsado por un motor de 2,5 kW. La longitud de los pellets se

gradúa con una cuchilla ajustada en la parte inferior del plato, en el punto inicial de la rampa

de salida de material del equipo. La temperatura alcanzada depende de la fricción que logran

hacer los rodillos sobre la superficie del plato, a éste último le transfiere energía rotacional un

motor eléctrico de 2,5 kW de potencia. La presión de extrusión se relaciona con la holgura

entre los rodillos y el plato agujerado, y es una variable decisiva en las condiciones técnicas

finales de los pellets.


Figura 4-35. Peletizadora de plato y rodillos disponible en el Laboratorio de Transmisión de Calor [102].

Tamices

Se emplean tamices auxiliares disponibles en el Laboratorio de Transmisión de Calor, de 1, 2

y 3 mm para fabricar las muestras de cuesco de palma con las cuales se realizan las mezclas

a peletizar.

4.2.2. Procedimiento de fabricación de pellets.

Se preparan las mezclas de cuesco molido, agua y aditivos aglomerantesde acuerdo a

las condiciones adecuadas determinadas experimentalmente.

Se retira todo el material que haya en la tolva, el plato y los rodillos y se enciende el

equipo con la holgura máxima del rodillo.

Se añade cuesco molido del mismo tamaño a como se obtiene del molino (entre 0 y 4

mm) con una humedad cercana al 20 %, para promover el calentamiento mediante fricción del

plato y los rodillos.

Después de alcanzar 70 °C en la superficie del plato, se disminuye la holgura del plato

hasta observar que empieza a salir material peletizado, y el amperímetro indica un nivel de


corriente próximo al nominal del guardamotor y el relé térmico (45 mA), con el fin de proteger

el motor de un sobrecalentamiento. Si los pellets salen ennegrecidos y a una temperatura mayor

o igual al punto de ignición se debe aumentar la holgura entre los rodillos y el plato para

disminuir la fricción y por lo tanto la temperatura y presión de peletización.

Se agrega la mezcla lentamente, evitando la acumulación debajo de los rodillos para

impedir que el equipo se apague automáticamente para evitar sobrecalentamiento y subsiguien-

tes averías mecánicas en el motor. Al finalizar la dosificación se recogen los pellets y posterior-

mente se tamizan para separar los finos.

4.2.3. Pruebas preliminares

Plan experimental: Evaluación de condiciones de humedad y tamaño de partí-

cula.

Inicialmente se peletizan varias mezclas de cuesco de palma de aceite a diferentes condiciones

de tamaño de partícula y humedad, para determinar las condiciones adecuadas del proceso.

Se eligen tres niveles de ambas variables. Los parámetros y condiciones de peletización inicia-

les se extraen del proyecto colateral de peletización de cuesco para una peletizadora de pistón

hidráulico con un solo émbolo hacia un dado extrusor de 14 agujeros [139].

El tamaño de partícula es una propiedad decisiva en el proceso de peletización pues desempeña

un rol importante en la resistencia mecánica del pellet. Cuando se fabrican los pellets con

mayores tamaños de partícula, las superficies de éstos resultan conmenor área de adhesión que

conlleva a mayor fricción y agrietamiento. Por lo tanto se deben buscar tamaños de granos

pequeños, menores a 500 micras [139] o entre 160 y 570 micras [4].

Se considera la distribución de tamaño de partícula , humedad y densidad a granel del material

obtenido en el molino de martillos, mostradas en la Figura 4-36 ya que permiten evaluar las

condiciones de partida del cuesco extraído directamente del molino. Teniendo en cuenta las

características distantes de la peletizadora de plato y rodillos empleada con respecto a las

características de la peletizadora de prensa hidráulica de la que se disponen los parámetros

preliminares se realizan pruebas exploratorias en tres diferentes rangos de tamaños de partí-

culas: 0,25 - 1 mm, 1 - 3 mm y 0,25 - 4mm. Estos rangos se seleccionan considerando el

rendimiento másico y la variación en humedad y densidad a granel observados en la Figura


4-36. El rango de tamaño de partícula de 0 - 4 mm se selecciona para evaluar el comporta-

miento del material molido sin tamizar.

Figura 4-36. Distribución granulométrica, densidad a granel y humedad del cuesco molido

El rango de humedad adecuado para peletizar cuesco de palma de aceite se encuentra entre 10

y 20%, [139] [4]. Los valores de humedad seleccionados son de 23%, 16% y 11%, que corres-

ponde a valores cercanos a los reportados experimentalmente. El plan experimental desarro-

llado se representa en la Figura 4-37.

Figura 4-37. Plan experimental para determinar condiciones adecuadas de peletización. % H simbo-

liza humedad.

La humedad de la mezcla se ajusta considerando la humedad de partida del cuesco molido y

calculando el agua que debe ser adicionada, para obtener la humedad deseada. El cálculo se

realiza a partir de la ecuación (34), extraída de la norma EN14774.

(34)


La humedad deseada , queda definida considerando la cantidad de agua a adicionar

de acuerdo a la ecuación (35). La cantidad de agua en mención se determina por consiguiente

a través de la ecuación (36).

(35)

(36)

Resultados: Evaluación de condiciones de humedad y tamaño de partícula.

Se preparan las mezclas de acuerdo al plan experimental. La apariencia física de los pellets

obtenidos a cada nivel de humedad y tamaño de partícula se pueden observar en la Figura

4-38.

Se procede a peletizar las mezclas siguiendo el procedimiento descrito en el numeral 4.2.2. Se

extraen tres pellets de cada condición humedad - tamaño de partícula, de acuerdo al plan

experimental y se someten a la prueba de impacto o test de caída de la norma

ASTM D3038-93, con la cual se determina el índice de durabilidad promedio. Con base en los

resultados del test de caída se determina el índice de calidad considerando el porcentaje de

polvo de acuerdo a la ecuación 10.

El ajuste de las humedades no es exactamente el mismo para los distintos tamaños de partícula,

posiblemente por la capacidad higroscópica del material a bajos tamaños de partícula. Para

las pruebas realizadas siguiendo este plan experimental, el índice de durabilidad resulta entre

el 60 % y el 94 %; el porcentaje de polvo entre el 92 % y 99 % y por consiguiente el índice de

calidad resulta entre el 0,5 % y 5,5 %.


Figura 4-38. Aspecto físico de los pellets a distintas condiciones de humedad y tamaño de partícula

El índice de calidad se reduce con el tamaño de partícula, por lo que se obtienen altos índices

a bajos tamaños de partícula. La humedad tiende a disminuir este índice siendo fácilmente

evidenciable este fenómeno por las grietas y la fragilidad del pellet.

Debido al bajo índice de calidad obtenido en el proceso de peletización por la gran cantidad

de polvo o finos remanente de las pruebas de impacto, se evalúa la alternativa de aglomerar el

cuesco de palma de aceite con Melaza que es un subproducto del tratamiento de la caña de

azúcar y Carboximetilcelulosa (CMC) que es un emulsificante ampliamente utilizado en la

industria farmacéutica. Ambos son agentes aglomerantes, ampliamente estudiados en el campo

de la peletización de biomasa [84].

Evaluación de la concentración de aglomerante.

Se realizan pruebas con los aglomerantes a concentraciones de 10,5 %, 15 % y 20 %, de acuerdo

a experimentos previos con cuesco de palma [4]. Se eligen condiciones medias de humedad (15

-17 %) y el tamaño de partícula siguiendo la distribución obtenida directamente del molino de

martillos (Ver Figura 4-36 ).En la


Figura 4-39 se pueden observar los aglomerantes mientras son mezclados con el cuesco de palma

molido.

Figura 4-39. Fotografía de la melaza (a) y el cmc (b)

Se realizan tres pruebas con cada aglomerante para humedades entre 15 % y 17 % y tamaño

de partícula entre 0,25 y 4 mm, empleando la distribución granulométrica que se genera luego

de la molienda en el molino de martillos. Se determina el porcentaje de polvo, el índice de

durabilidad y el índice de calidad como factores de comparación. Adicionalmente se hace un

análisis de los costos asociados a la producción de los pellets de cuesco. De acuerdo a informa-

ción reportada por Mani et al [83] en el 2006, el precio de venta del cuesco es de $ 30 US/t, el

precio de venta de la melaza es de $90 US/t y del CMC es de $258 US/t [83]. Los resultados

son presentados en la Tabla 4-5.

Tabla 4-5. Resultados de las pruebas realizadas con aglomerantes

Aglo-

merante

Fracción má-

sica

Porcentaje

de polvo /

%

Indice de

durabilidad

/ %

Indice de

calidad /

%

Densidad

del pellet

/ kg m-3

Precio

$US/t

Melaza

10,5 26,0 97,3 72,0 658 36,30

15,0 25,8 93,9 69,7 692 39,00

20,0 19,4 91,5 73,7 692 42,00

CMC

10,3 21,5 94,3 74,0 602 53,53

15,5 17,8 93,1 76,6 633 65,33

19,6 18,0 91,0 74,7 633 74,66


Se observa una tendencia a obtener mayores índices de calidad a mayores concentraciones de

aglomerante, debido a que su presencia favorece mayor cohesión intraparticular y mayor resis-

tencia al impacto. Sin embargo, al duplicar la concentración de aglomerante se observa un

aumento en el índice de calidad no mayor al 2 %; por lo tanto, se decide elegir la concentración

mínima. Por motivo de costos se decide elegir la melaza como agente aglomerante, a pesar de

que produce pellets con un índice de calidad un poco menor a los producidos con CMC (la

diferencia en IC es de aproximadamente 1%).

Se realizan pruebas de peletización a partir de una mezcla compuesta por melaza a una com-

posición cercana al 15 %, y cuesco de palma húmedo por balance. Se monitorea la humedad y

se adiciona agua para regular la humedad de la mezcla entre 14 y 17 %. Al peletizar las mezclas

se determina el índice de durabilidad, el porcentaje de polvo, el índice de calidad y la humedad

en equilibrio H̅ de los pellets obtenidos. En la Figura 4-40 se indican los resultados del conte-

nido de humedad y aglomerante de la mezcla utilizada para la producción de los pellets cuesco

de palma de aceite a usar en los experimentos de gasificación y el contenido de aglomerante

de los pellets secos obtenidos. Se indican adicionalmente los valores promedio de índice de

durabilidad, porcentaje de polvo e índice de calidad obtenidos para los pellets de cuesco, que

son similares a los obtenidos para melaza al 15% de acuerdo a los valores reportados en la

Tabla 4-5.

Comportamiento de los pellets durante la dosificación en el sistema de alimenta-

ción del reactor de lecho fijo:

Se evalúa el índice de durabilidad de los pellets simulando las condiciones de fricción

que se presentan en el sistema de alimentación y las condiciones de impacto al caer al

interior del reactor de lecho fijo. Para esta prueba se acopla el sistema de alimentación

a un tubo en acrílico de las mismas dimensiones de la sección intermedia del reactor

(6 pulgadas de diámetro y 2 m de largo). Se realizan tres pruebas a 5, 15 y 30 kg/h de

dosificación con lotes de 500 g de pellets de cuesco de palma aglomerados con melaza.

En la Figura 4-41 se observa que el índice de durabilidad se mantiene alto (96,6 a 97, 8%),

corroborando las buenas propiedades de los pellets a partir de las condiciones de mezcla. Se

observa un leve incremento de este índice a velocidades mayores, debido a la mayor posibilidad

de fricción de los pellets con el cobertor metálico del tornillo sin-fín y las aletas del mismo

cuando aumenta el tiempo de contacto del pellet o disminuye la velocidad de rotación.


Figura 4-40. Esquema de preparación y composición de la mezcla a peletizar y del pellet seco.


Figura 4-41. Efecto de la velocidad de alimentación del tornillo en el índice de durabilidad de los pellets.

4.2.4. Caracterización fisicoquímica de los pellets.

Se realizan experimentos de carbonización a baja temperatura a los pellets, el cuesco granular

y la melaza teniendo como base la norma ISO 647 [65] para determinar un rendimiento repre-

sentativo de sólido y líquido que se puede producir en el proceso de gasificación. La caracteri-

zación se realiza con el fin de tener una base con respecto a la cantidad de carbonizado produ-

cido por pirólisis que queda disponible para las reacciones de gasificación y así poder medir la

conversión de carbonizado en el proceso. El montaje experimental se representa en la Figura

4-42.

El material a procesar se ubica en la retorta metálica (A). El calentamiento se realiza con un

mechero Bunsen siguiendo el perfil establecido por la norma. Los productos volátiles y gaseosos

generados pasan a un Erlenmeyer (B) que se encuentra sumergido en un baño de agua con

hielo causando la condensación de los alquitranes y el agua generados. Luego el gas es condu-

cido por un filtro (C) que retiene alquitranes y es recogido en un depósito de vidrio con agua

a un nivel graduado, tipo Mariotte (E). La recolección se logra regulando la presión observada

en un tubo en U (D), en el interior del depósito, mediante la evacuación coordinada de agua.

96,6%

96,8%

97,0%

97,2%

97,4%

97,6%

97,8%

98,0%

0

5

10

15

20

25

30

35

0 500 1000 1500 2000 2500

Indic

e d e

dura

bilid

ad /

-

Flu

jo d

e bio

masa

/ k

g/h

Velocidad del variador de frecuencia del tornillo / Hz

Velocidad (kg/h) polvos


Después de terminar el proceso se deja enfriar el sistema hasta temperatura ambiente y se

determinan la masa de carbonizado residual, la masa del residuo líquido en el Erlenmeyer, la

masa de las secciones de vidrio posteriores a este último para determinar el alquitrán adherido

en las paredes y el volumen final desplazado de gas. Para calcular el volumen real de gas se

utiliza un factor de corrección adicionado a la lectura en el depósito de almacenamiento de

vidrio. Este factor corresponde al cambio en el volumen de material sólido en la retorta, sumado

al volumen de condensado y teniendo en cuenta la temperatura alcanzada durante la operación.

Para registrar las temperaturas se usa un DataLogger acoplado a un termopar tipo K. Durante

el experimento se toman lecturas del nivel de agua en el depósito de gas cada 5 minutos.

Figura 4-42. Montaje de retorta para pirólisis de biomasa. A. Retorta metálica, B. Erlenmeyer, C. Fil-

tro D. tubo en U. E. Depósito con agua a nivel graduado. Fuente: Elaboración propia.

El comportamiento térmico durante el calentamiento realizado para los experimentos con

cuesco molido (1-3 mm de tamaño de partícula), los pellets de cuesco y la melaza es muy

similar entre los tres materiales.

En la Tabla 4-6 se presentan los rendimientos másicos obtenidos para las tres muestras. En el

producto líquido se determina el contenido de agua por medio de la prueba de xileno (ASTM

D95-05). Se puede observar que la mayor parte de la melaza se descompone en alquitranes lo

que ocasiona que los pellets al descomponerse tengan mayor rendimiento de alquitranes que el

cuesco molido. Se realiza un cálculo ponderado del rendimiento de los productos de la carbo-

nización de pellets % 𝛾Pellet considerando las fracciones másicas de cuesco seco ωCuesco,Pellet y

melaza seca en el pellet ωMelaza,,Pellet (Ver Figura 4-40) y el rendimiento másico de los productos

de la carbonización del cuesco % 𝛾Cuesco y la melaza % 𝛾Melaza de acuerdo a la ecuación (37).


Los valores se reportan en la Tabla 4-6. La diferencia de los valores medidos con los calculados

es despreciable (máximo 1,9 %).

𝛾 𝛾 𝜔 𝛾 𝜔 (37)

Tabla 4-6. Rendimiento másico de los productos de carbonización en retorta

Carbonizado

/%

Agua

/ %

Alquitrán

/%

Gases

/%

Cuesco 35,8 25,0 23,4 15,8

Melaza 2,5 6,2 82,8 8,7

Pellets 33,4 21,0 29,4 16,3

Pellets* 31,5 22,6 31,0 14,9

Desviación 1,9 1,6 1,6 1,3

*Valores calculados a partir de la composición del pellet (Ver Figura 4-40)

Se realiza el análisis próximo y el análisis último de los pellets, el cuesco molido y sus respec-

tivos carbonizados, determinando el contenido de humedad, ceniza, material volátil y carbono

fijo. De igual manera se realiza el análisis último de las muestras determinando contenido de

C, H, N y O. Los resultados del análisis próximo se reportan en la Tabla 4-7 y los resultados

del análisis último en la Tabla 4-8.

Tabla 4-7. Resultados del análisis próximo de la biomasa y los carbonizados

Base

húmeda Base seca

Humedad

/%

Material

volátil /% Ceniza /%

Carbono Fijo

/%

Cuesco 9,66 77,57 1,68 20,75

Carbonizado Cuesco 4,80 12,66 2,68 79,86

Pellets 4,82 76,46 1,92 21,62

Carbonizado Pellets 2,90 11,95 5,39 82,65

Los pellets ofrecen ligeramente mayor contenido de carbono fijo que el cuesco y presentan

levemente mayor cantidad de ceniza que puede obstruir ductos o llenar más rápidamente el

depósito acortando la operación en continuo, sin embargo puede presentar propiedades cata-

lizadoras [113].


Tabla 4-8. Resultados del análisis último de la biomasa y los carbonizados, base libre de humedad y

ceniza.

C /% H /% N /% O /%

Cuesco 52,60 5,68 0,93 40,80

Carb. Cuesco 79,79 2,43 1,15 16,64

Pellets 52,01 5,99 0,37 41,62

Carb. Pellets 82,46 2,50 0,91 14,13

En los carbonizados producidos a partir de los pellets, el contenido de carbono es levemente

mayor que en el del cuesco. El gas producido en las pruebas de carbonización es analizado en

el cromatógrafo de gases y los resultados se presentan en la Tabla 4-9. Se puede observar que

los gases producidos de la melaza tienen un contenido mucho menor de H2 y CO que los gases

producidos por el cuesco granulado y se puede deducir que por esta razón el contenido de estos

gases primarios en el gas producido por los pellets de cuesco es menor que el contenido de estos

gases en el gas producido del cuesco granular. Los porcentajes de gases primarios medidos en

el gas producido de los pellets se aproximan considerablemente a los porcentajes calculados

mediante la ecuación 16.

Tabla 4-9. Composición del gas producido por carbonización en retorta.

H2 /% CO /% CO2 /% CH4 /%

Cuesco 2,1 27,1 55,6 15,2

Melaza 0,4 21,1 71,4 7,1

Pellets 2,0 23,1 59,6 15,3

Pellets* 1,9 26,3 57,6 14,1

Desviación 0,1 3,2 2,0 1,1

4.3. Plan experimental de gasificación

El estudio de la gasificación de cuesco de palma de aceite peletizado se hace considerando como

variables controlables la relación agua/biomasa y la temperatura media en el lecho fijo. Como

variables de respuesta se consideran los rendimientos másicos para los productos gaseosos,

líquidos y sólidos y sus propiedades fisicoquímicas.

La temperatura es una variable crítica en la operación del gasificador ya que la producción de

gas y el consumo de carbonizado aumentan de forma exponencial con esta variable como lo


explica la ley de Arrhenius. Un aumento ligero en la temperatura puede implicar un aumento

considerable en el rendimiento de gas producido a altas temperaturas. Las variables de res-

puesta también incrementan con la relación agua/biomasa, sin embargo la influencia de esta

última en dichas variables no es tan acentuada como la influencia de la temperatura [5] [6] [14]

[21] [47] [113] [23].

El plan experimental planteado tiene como propósito evaluar las variables de respuesta em-

pleando tres niveles de temperatura con una relación agua/biomasa fija. Los niveles de tem-

peratura se eligen de tal manera que entre el nivel alto y el medio exista una mayor diferencia

que entre el nivel medio y el bajo a razón de la influencia exponencial en las variables ante-

riormente mencionada. Se eligen de igual manera tres niveles de relación agua biomasa. Los

valores de temperatura se eligen de acuerdo a la capacidad de calentamiento del reactor eva-

luada en la sección 4.1.2 numeral B y a información de la cinética de gasificación con vapor de

agua para cuesco de palma reportada en la literatura [45] [113]. Los valores de relación

agua/biomasa se eligen considerando la capacidad de alimentación del sistema del tornillo

sinfín y la capacidad de dosificación de agua de la bomba peristáltica evaluadas en la sección

4.1.2. numeral C y D respectivamente. En el nivel medio de temperaturas y a los niveles

extremos de relación agua/biomasa se realizan pruebas de gasificación con cuesco granulado

para evidenciar la influencia de la peletización. En la Figura 4-43 se presentan los nombres y

las condiciones de temperatura y relación agua/biomasa (A/B en la figura) para las diferentes

pruebas de gasificación. Las pruebas OPS7 y OPS8 resaltadas corresponden a las pruebas rea-

lizadas con cuesco de palma en forma granular.

Figura 4-43. Plan experimental planteado para la gasificación de pellets de cuesco.


Debido a que no es posible medir directamente la temperatura media en el lecho de biomasa

durante las pruebas de gasificación y debido a que existe discontinuidad en la alimentación de

la biomasa expuesta en la sección 4.1.3., se hace necesario el cálculo de las condiciones experi-

mentales reales a partir de las mediciones realizadas.

La temperatura media de gasificación medida se monitorea durante la prueba como la media

aritmética de los valores de temperaturas reportados por los termoelementos que delimitan la

zona de gasificación como se menciona en la sección 4.1.3., sin embargo esta debe considerar

la longitud de lecho real que fue gasificado y debe ser recalculada. El cálculo se representa en

la Figura 4-44. Considerando la operación semi-continua y estable del reactor se asume que la

altura de lecho no varía significativamente durante la gasificación, por consiguiente, la longitud

de lecho parte de la cantidad másica de carbonizado neto remanente de la prueba de gasifica-

ción. Se determina la densidad a granel de dicho carbonizado usando la norma ASTM D2854-

09. La densidad a granel en base seca se calcula de acuerdo a la ecuación (38).

Figura 4-44. Representación del cálculo de la temperatura media de gasificación

(38)

La longitud del lecho queda determinada usando la masa de carbonizado, el área transversal

del lecho (sección anular) y la densidad a granel en base seca de acuerdo a la ecuación (39).

(39)


Se determina la fracción de distancia a la mitad del lecho considerando las distancias de la

base y la cima de lecho desde la tapa de acuerdo a la ecuación (40).

(40)

El perfil de temperatura media del lecho de gasificación queda definida por la ecuación (41).

La temperatura media de gasificación se considera como la media aritmética de todos los

valores del perfil de temperatura media del lecho.

(41)

La relación agua-biomasa se ajusta durante la prueba de gasificación como el cociente entre el

flujo de agua dosificado por la bomba peristáltica y el flujo de biomasa dosificado por el tor-

nillo, relacionados con los variadores de frecuencia mediante las curvas de calibración como se

menciona en la sección 4.1.3. Sin embargo dicha relación se debe verificar una vez se determina

la pérdida de masa de la tolva de alimentación y del recipiente del agua de alimentación como

la relación entre el agua real de entrada y la masa de biomasa seca efectivamente dosificada

de acuerdo a la ecuación (42). El agua que ingresa corresponde a la humedad de la biomasa

alimentada y a la cantidad de agua alimentada durante la alimentación. Partiendo de que el

flujo de agua dosificado es constante, esta última magnitud se calcula considerando el agua

total alimentada de acuerdo a la pérdida de masa del recipiente que la contiene y la fracción

de tiempo en la cual el tornillo está activado de acuerdo a la ecuación (43).

𝐴/𝐵 = 𝑚𝑎𝑔𝑢𝑎 𝑔𝑎𝑠𝑖𝑓 + 𝑚𝐵(1 − wB)

𝑚𝐵𝑤𝐵 (42)

𝑚𝑎𝑔𝑢𝑎, 𝑔𝑎𝑠𝑖𝑓 = 𝑚𝑎𝑔𝑢𝑎 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 ∗ 𝑡 𝑔𝑎𝑠𝑖𝑓𝑖𝑐𝑎𝑖ó𝑛

𝑡𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 (43)

A partir de las pruebas de calentamiento realizadas en la sección 4.1.2. numeral B se estima el

tiempo de calentamiento necesario para alcanzar las temperaturas deseadas. Sin embargo hay

dos factores destacables que producían interferencia en la estabilización y en la estimación de


la temperatura media. El primero es la entalpía de la reacción que normalmente es endotérmica

y reduce la temperatura en el lecho. La segunda es la longitud variable del lecho fijo al haber

intermitencias en la alimentación y por lo tanto la dificultad derivada para estimar la tempe-

ratura media.

A pesar de que se realiza la calibración del tornillo sinfin en el sistema de alimentación y de la

bomba peristáltica dosificadora de agua previamente a cada prueba, existe una limitación

importante relacionada con el control de la alimentación. Esta consiste en que durante la

presurización del equipo causada cuando se forman los gases producidos durante la gasificación,

la velocidad del tornillo decrece e incluso algunas veces se detiene por completo y se debe

activar a velocidades altas para otorgar mayor torque. Cuando la alimentación del tornillo es

alta, existe un cabezal de presión que debe superar la bomba de succión por encima de su

capacidad, se debe detener el tornillo y se activa la válvula de alivio evacuando hacia el que-

mador auxiliar a la salida una pequeña parte de los gases producidos y vapores de alquitranes

y agua.

Los valores de temperatura media del lecho y relación agua/biomasa reales se calculan de

acuerdo a los perfiles de temperatura obtenidos en fase estable, a la masa remanente de car-

bonizado y a la pérdida de masa resultante en la tolva y el recipiente que contiene el agua de

dosificación. La Figura 4-45 presenta los resultados de los cálculos de estos valores para cada

una de las pruebas dentro del esquema del plan experimental planteado y presentado previa-

mente en la Figura 4-43.

Figura 4-45. Plan experimental con las condiciones de temperatura y relación agua biomasa (A/B)

calculadas.


4.4. Manejo de datos experimentales

4.4.1. Determinación experimental de materia que entra y sale del gasifica-

dor

En la Figura 4-46 se presenta un esquema identificando las corrientes de entrada y de salida

del sistema de gasificación. Se considera que la humedad que ingresa con los pellets participa

en las reacciones de gasificación y por lo tanto se toma como una corriente de agua que ingresa

al proceso como agente de reacción. Los flujos másicos de las corrientes de entrada y salida del

sistema se consideran como el cociente de la masa medida experimentalmente que entra o sale

del sistema durante el periodo de gasificación sobre el tiempo de gasificación o activación del

tornillo en presencia de vapor de agua. El tiempo de gasificación se contabiliza con un cronó-

metro mientras el tornillo de alimentación está activado durante el periodo de estabilización

de temperatura y cuando hay presencia de vapor de agua. A continuación se describe la forma

en la que se determinan experimentalmente las corrientes másicas de entrada y salida del

sistema.

Figura 4-46. Corrientes de entrada y salida del sistema de gasificación.

a) Pellets secos y ceniza

La masa de biomasa que entra al sistema se determina como la diferencia entre la masa que

se introduce a la tolva al comienzo de la prueba y la que se extrae de la tolva al final de la

misma. Cabe destacar que la biomasa que queda en la tolva presenta mayor humedad que al

inicio de la prueba por la atmósfera rica en vapor de agua que se genera durante las pruebas

y es necesario medirla y descontarla de la masa de dicha biomasa. Al final de cada prueba


quedan pellets y fragmentos de los mismos atascados en medio de la superficie interna del tubo

por el que va el tornillo sinfín y las aletas del mismo que se retiran activándolo y mediante la

aplicación de aire comprimido. A los pellets secos se les realiza análisis último y análisis

próximo. El flujo másico de biomasa queda determinado mediante la ecuación (44), el flujo

másico seco y libre de ceniza queda representado por la ecuación (45). El flujo másico de ceniza

que ingresa con la biomasa debe ser el mismo flujo másico de ceniza que sale con el carbonizado,

de acuerdo con la ecuación (46).

�̇�𝐵 =𝑚𝐵

𝑡𝑔𝑎𝑠𝑖𝑓𝑖𝑐𝑎𝑐𝑖ó𝑛 (44)

�̇�𝐵,𝑤𝑎𝑓 = �̇�𝐵 (1 − wB − 𝑎𝐵) (45)

�̇�𝑐𝑒𝑛𝑖𝑧𝑎, 𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎 = �̇�𝐵 𝑎𝐵 = �̇�𝑐𝑎𝑟𝑏𝑎𝑐𝑎𝑟𝑏 = �̇�𝑐𝑒𝑛𝑖𝑧𝑎, 𝑠𝑎𝑙𝑒 (46)

b) Agua total que ingresa

Está conformada por la humedad de los pellets y el agua dosificada por la bomba peristáltica

desde un recipiente ubicado encima de la tapa de la tolva. El agua dosificada se calcula de

acuerdo a la ecuación (43). El agua total que ingresa en el período de gasificación queda

determinada a partir de la ecuación (47).

�̇�𝑎𝑔𝑢𝑎 𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎 =𝑚𝑎𝑔𝑢𝑎,𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 ,

𝑡 𝑔𝑎𝑠𝑖𝑓𝑖𝑐𝑎𝑐𝑖ó𝑛

𝑡𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙+ 𝑚𝐵wB


c) Carbonizado

Al final de cada prueba cuando se destapa el depósito de cenizas, se observa en su interior una

mezcla (mdep.) de cenizas, carbonizado de tamaño de partícula menor al agujero de las mallas

que soportan el lecho y fragmentos metálicos que se desprenden de las paredes del reactor

debido a las altas temperaturas y los tiempos de operación. Adicionalmente se puede observar

al final de cada prueba que las paredes internas del reactor tienen una capa de carbonizado

adherido que resulta no ser fácil de retirar mediante aire comprimido o por golpes en la super-

ficie externa. El material metálico compuesto por cenizas y fragmentos del reactor se retira

con la ayuda de imanes y al carbonizado libre de estas impurezas se le determina la humedad


y se descuenta de la masa. Después de desactivar definitivamente el tornillo existe un período

relativamente corto en el cual se deja que el vapor de agua siga entrando para intentar gasificar

el carbonizado que haya quedado en el lecho. Este período se denominará período sin alimen-

tación y su duración (𝑡 𝑙𝑜𝑡𝑒) no supera 1/6 del período de gasificación. La masa de carbonizado

que se gasifica en este período se aproxima a la masa de agua que ingresa en el mismo período

multiplicada por la relación estequiométrica de acuerdo a la reacción carbono + vapor de agua

(ver Tabla 2-4). La masa de carbonizado se determina de acuerdo a la ecuación (48). Al car-

bonizado seco se le realiza de igual manera análisis último y próximo.

�̇�𝑐𝑎𝑟𝑏.

=(𝑚𝑑𝑒𝑝 − 𝑚𝑚𝑒𝑡𝑎𝑙𝑒𝑠)((1 − 𝑤𝑐𝑎𝑟𝑏)(1 − 𝑎) + (1/𝑤𝐶,𝑐𝑎𝑟𝑏)𝑚𝑎𝑔𝑢𝑎,𝑙𝑜𝑡𝑒 𝑥 12𝑔𝐶 18𝑔𝐴𝑔𝑢𝑎⁄


Donde,

𝑚𝑎𝑔𝑢𝑎,𝑙𝑜𝑡𝑒 = 𝑚𝑎𝑔𝑢𝑎 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 𝑡 𝑙𝑜𝑡𝑒

𝑡𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 (49)

d) Alquitranes y agua residual.

La suma de alquitranes y agua determinados experimentalmente equivalen a la masa total de

condensados producidos junto con el agua introducida durante el período de calentamiento y

el período sin alimentación. Los condensados y el agua adicional quedan en los depósitos que

se encuentran acoplados a los intercambiadores, en el tanque de 50 litros y en el material

adherido en las mangueras y filtros por los que fluye el gas. Todo este material se mezcla y se

extrae una muestra para determinar el contenido de agua (𝑤𝑐𝑜𝑛𝑑) mediante la prueba de

destilación de xileno. A la cantidad de agua que se determina de acuerdo a esta prueba, se le

resta la cantidad de agua que se dosifica durante el período de calentamiento y durante el

período sin alimentación. Los flujos másicos de alquitranes y agua quedan definidos por la

ecuación (50) y (51) respectivamente. A los alquitranes no se les realiza análisis elemental, por

lo que los valores de C,H, O y N se determinan del balance de materia.

�̇�𝑎𝑙𝑞 =𝑚𝑐𝑜𝑛𝑑 (1 − 𝑤𝑐𝑜𝑛𝑑)



�̇�𝑎𝑔𝑢𝑎 ,𝑠𝑎𝑙𝑒 =𝑚𝑐𝑜𝑛𝑑.𝑤𝑐𝑜𝑛𝑑. − 𝑚𝑎𝑔𝑢𝑎 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 ∗ (1 −

𝑡𝑔𝑎𝑠𝑖𝑓

𝑡𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙)


e) Gases

Como se indica en la sección 4.1.3, inicialmente se realiza la prueba de hermeticidad con ni-

trógeno grado industrial de todo el sistema y luego se regula la presión del mismo hasta obtener

presión atmosférica mediante la válvula de aguja anterior a la bomba de succión. Se calcula el

flujo que reporta el contador de gases a la salida como ∆V/∆t, donde V es el volumen que

reporta el contador en un instante t, y se corrige considerando la curva de calibración de la

Figura 4-29. Cuando el flujo es constante se toma este valor como flujo base, desde el cual un

aumento en el valor determinado se puede considerar un indicador de producción de gases al

interior del reactor. Cuando se alcanza el período estable se monitorea el flujo del gas hasta

que éste finalice. A partir de los resultados de cromatografía de las muestras extraídas del gas

producido se calcula la densidad 𝜌𝑔𝑎𝑠̅̅ ̅̅ ̅̅ de acuerdo a la ecuación (10). El flujo másico de gases

producidos queda definido por la ecuación (52). Los flujos másicos de los gases primarios que-

dan definidos como el producto entre el flujo másico de gas producido y la fracción másica del

gas primario extraídas de las fracciones volumétricas. Estos flujos se definen mediante la ecua-

ción (53), en el cual i hace referencia a H2, CO, CO2 o CH4. Los valores de 𝜌𝑖 se extraen de la

norma DIN 1871.

�̇�𝑔𝑎𝑠 = (�̇�𝑔𝑎𝑠, 𝑔𝑎𝑠𝑖𝑓𝑖𝑐𝑎𝑐𝑖ó𝑛 − �̇�𝑔𝑎𝑠, 𝑖𝑛𝑖𝑐𝑖𝑎𝑙 ) 𝜌𝑔𝑎𝑠̅̅ ̅̅ ̅̅ (52)

�̇�𝑖 = �̇�𝑔𝑎𝑠 𝜔𝑖 = �̇�𝑔𝑎𝑠 𝑥𝑖 𝜌𝑖

𝜌𝑔𝑎𝑠̅̅ ̅̅ ̅̅ (53)

4.4.2. Determinación del balance de materia y elementos.

A partir de los resultados de las pruebas de puesta a punto se concluye que es posible estimar

la magnitud de todas las especies a la entrada y a la salida; sin embargo, por varias limitantes

técnicas evidenciadas en el transcurso de la experimentación, algunas corrientes no se deter-

minaron con un grado de certeza satisfactorio. En la Tabla 4-12 se enumeran las corrientes que

se determinan con buena certeza y precisión y las que no se determinan de esa manera. Durante

todas las pruebas de gasificación se presentaron momentos en los que existía una gran cantidad

de gases y vapores generados al interior del reactor, que junto con los picos de presión eviden-

ciados mientras la alimentación del tornillo era intermitente, ocasionaron la activación de la


válvula de alivio que evacuaba parte de esta materia hacia el quemador auxiliar. La presión

durante las pruebas era superior a la atmosférica (no más de 500 mbar manométricos), por lo

que el flujo de gas real es mayor al medido. Adicionalmente la determinación de la masa de

productos al finalizar la prueba presenta un pequeño grado de incertidumbre por los residuos

de carbonizado, agua y alquitranes que quedan adheridos en la tolva y en varias zonas internas

y de difícil acceso del gasificador y por las trazas que quedan de estos productos en el gas a la

salida del sistema de limpieza.

Tabla 4-10. Determinaciones experimentales de las corrientes de entrada y salida.

SE DETERMINÓ NO SE DETERMINÓ

Masa biomasa

Volumen del gas, debido a:

** Falla bomba de succión

** Sobrepresión (activación válvula de alivio)

Masa agua de entrada

Masa carbonizado*

Composición (densidad) del gas Masa de líquido, debido a:

** Sobrepresión (activación de válvula de alivio)

** Medición contenido de humedad (muestras de

producto líquido en suspensión semisólida) Análisis próximo y elemental carbo-

nizados y biomasa Composición de alquitranes debido a sobrepre-

sión

*Se realiza un ajuste considerando el balance de ceniza del proceso.

Se denominará flujo másico de pérdidas al flujo conformado por el gas y vapores evacuados en

los momentos de sobrepresurización, junto con el material adherido al interior del reactor

después de cada prueba y junto con los posibles errores sistemáticos y aleatorios derivados de

la toma de medidas. El balance de materia del proceso por principio de conservación de masa

queda determinado de acuerdo a la ecuación (54).


�̇�𝐵 ,𝑤𝑎𝑓 + �̇�𝑎𝑔𝑢𝑎,𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎 + �̇�𝑐𝑒𝑛𝑖𝑧𝑎,𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎

= �̇�𝑐𝑎𝑟𝑏 + �̇�𝑎𝑙𝑞 + �̇�𝑔𝑎𝑠 + �̇�𝑎𝑔𝑢𝑎,𝑠𝑎𝑙𝑒 + �̇�𝑐𝑒𝑛𝑖𝑧𝑎,𝑠𝑎𝑙𝑒

+ �̇�𝑝é𝑟𝑑𝑖𝑑𝑎𝑠 (54)

Los resultados de las determinaciones de flujo másico de entrada y salida para cada una de las

pruebas de gasificación desarrolladas y considerando las ecuaciones de la sección 4.4.1, se

muestran en la Tabla 4-11. El flujo másico de pérdidas se calcula despejándolo de la ecuación

(54). En la sección 5.2 se presentará el análisis del flujo másico de pérdidas para cada prueba.

Como se observa en la Tabla 4-11 el porcentaje de pérdidas es considerable, especialmente

para las realizadas en OPSP1, OPSP4 y OPSP5 que superan el 30 %. Además se observa que

el flujo de ceniza es levemente mayor a la salida que a la entrada debido a que no es posible

separar completamente las trazas de ceniza pura y fragmentos de la pared del reactor con los

imanes.

Teniendo en cuenta que la ceniza que ingresa con la biomasa debe ser igual a la ceniza que

sale con el carbonizado y la determinación de la masa de biomasa inicial a gasificar no presenta

incertidumbres como el carbonizado producido, se realiza el ajuste del flujo de carbonizado y

su balance elemental de acuerdo a la Figura 4-47.

Tabla 4-11. Determinaciones experimentales de las corrientes de entrada y salida en cada prueba.

OPSP OPS

Flujo másico

/ kg h-1 1 2 3 4 5 6 7 8

Entrada

Pellets * 4,70 5,34 19,08 1,16 6,00 0,47 8,38 4,03

Ceniza 0,09 0,10 0,37 0,02 0,12 0,01 0,14 0,07

Humedad pellets 0,24 0,27 0,98 0,06 0,31 0,02 0,91 0,44

Agua dosificada 2,56 2,25 2,44 1,74 1,44 1,14 0,74 2,67

Suma 7,59 7,97 22,87 2,99 7,86 1,65 10,17 7,21

Salida

Carbonizado* 1,21 1,41 5,26 0,30 1,52 0,026 2,53 1,04

Ceniza 0,20 0,10 0,39 0,04 0,14 0,009 0,16 0,07

Gas 0,41 0,85 0,74 0,46 1,94 0,08 1,01 1,36

Alquitranes 1,10 0,84 13,1 0,31 1,43 0,13 2,52 2,88

Agua 1,03 2,56 3,29 0,24 0,70 1,08 3,45 0,58

Suma 3,72 5,97 20,14 1,70 5,33 1,58 9,67 5,93

Pérdidas 3,87 2,00 2,73 1,42 2,53 0,31 0,50 1,27

Porcentaje de pér-

didas /% 36,90 25,07 11,92 47,42 32,14 19,1 4,95 17,67

*Libres de humedad y de ceniza


�̇�𝑐𝑎𝑟𝑏,𝑤𝑓0

�̇�𝑐𝑎𝑟𝑏,𝑤𝑓𝑓

�̇�𝐶,𝑐𝑎𝑟𝑏. , 𝜔𝐶,𝑐𝑎𝑟𝑏.0

�̇�𝐶,𝑐𝑎𝑟𝑏. , 𝜔𝐶,𝑐𝑎𝑟𝑏.𝑓

𝜔𝑖,𝑐𝑎𝑟𝑏.𝑓

=�̇�𝑖,𝑐𝑎𝑟𝑏.

�̇�𝑐𝑎𝑟𝑏,𝑤𝑓𝑓

i = C,H,N,O,ceniza

�̇�𝐻,𝑐𝑎𝑟𝑏. , 𝜔𝐻,𝑐𝑎𝑟𝑏.0 �̇�𝐻,𝑐𝑎𝑟𝑏. , 𝜔𝐻,𝑐𝑎𝑟𝑏.

𝑓

�̇�𝑂,𝑐𝑎𝑟𝑏. , 𝜔𝑂,𝑐𝑎𝑟𝑏.0 �̇�𝑂,𝑐𝑎𝑟𝑏. , 𝜔𝑂,𝑐𝑎𝑟𝑏.

𝑓

�̇�𝑁,𝑐𝑎𝑟𝑏. , 𝜔𝑁,𝑐𝑎𝑟𝑏.0 �̇�𝑁,𝑐𝑎𝑟𝑏. , 𝜔𝑁,𝑐𝑎𝑟𝑏.

𝑓

�̇�𝑐𝑒𝑛𝑖𝑧𝑎,𝑐𝑎𝑟𝑏0 , 𝜔𝑐𝑒𝑛𝑖𝑧𝑎,𝑐𝑎𝑟𝑏.

0

�̇�𝑐𝑒𝑛𝑖𝑧𝑎,𝐵𝑖𝑜𝑚𝑎𝑠𝑎.

= �̇�𝑐𝑒𝑛𝑖𝑧𝑎,𝑐𝑎𝑟𝑏.𝑓

, 𝜔𝑐𝑒𝑛𝑖𝑧𝑎,𝑐𝑎𝑟𝑏.𝑓

Figura 4-47. Ajuste del flujo de carbonizado y su balance elemental. El superíndice 0 denota el estado

inicial sin corregir, y el superíndice f denota el estado cuando se hace la corrección.

Ajuste del balance de materia y elementos.

Se determinan las corrientes faltantes (de poca certeza y presición) en los balances de materia

y elementos a partir de las magnitudes de las corrientes determinadas y bajo algunas suposi-

ciones. En la Figura 4-48 se presentan las dos suposiciones consideradas para el ajuste de los

balances. La primera de ellas corresponde a que todo el nitrógeno presente en la biomasa se

distribuye entre el alquitrán y el carbonizado, es decir se desprecia el nitrógeno en el gas y con

esto es posible calcularlo en los alquitranes despejándolo del balance elemental. La segunda

suposición realizada es que la masa de alquitrán determinada por recolección y diferenciación

mediante destilación con xileno es confiable y que la masa volátil producida conformada por

agua y volátiles que se pierde en el sistema de evacuación corresponde únicamente a agua.

En la Figura 4-48 se presentan los pasos del método iterativo para calcular las corrientes

faltantes. Inicialmente se asumen valores de la concentración de hidrógeno y oxígeno en los

alquitranes de acuerdo a información en la literatura y se calcula la concentración de carbono

en los alquitranes por diferencia. Posteriormente se determina la masa de gas (o flujo másico)

mediante el balance de carbono ya que es el único término faltante en dicho balance. Luego es

posible determinar la masa de agua en la salida mediante el balance de materia global. Final-

mente se iteran los valores asumidos hasta que se cumplan los balances de hidrógeno y oxígeno

del proceso y se obtiene una ecuación estequiométrica de todo el proceso en donde se deja un

término independiente de agua a la entrada y a la salida y el gas producido se desglosa en sus

gases primarios.


Figura 4-48. Suposiciones del balance y pasos del cálculo iterativo de las corrientes no determinadas

Para estimar el flujo total de agua a la salida y de gas producido que gran parte se encuentra

dentro del flujo másico de pérdidas, estimar posteriormente el poder calorífico de los alquitra-

nes mediante correlaciones empíricas y desarrollar el balance de energía; se realiza el balance

de elementos de C, N, H, y O para todo el proceso de gasificación de acuerdo a las ecuaciones

(55), (56), (57) y (58) respectivamente.

�̇�𝐶,𝐵 = �̇�𝐶,𝑐𝑎𝑟𝑏 + �̇�𝐶,𝑎𝑙𝑞 + �̇�𝐶,𝑔𝑎𝑠 + �̇�𝐶,𝑝é𝑟𝑑 (55)

�̇�𝑁,𝐵 = �̇�𝑁,𝑐𝑎𝑟𝑏 + �̇�𝑁,𝑎𝑙𝑞 + �̇�𝑁,𝑝é𝑟𝑑 (56)

�̇�𝐻,𝐵 + �̇�𝐻,𝑎𝑔𝑢𝑎 𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎

= �̇�𝐻,𝑐𝑎𝑟𝑏 + �̇�𝐻,𝑎𝑙𝑞 + �̇�𝐻,𝑔𝑎𝑠 + �̇�𝐻,𝑎𝑔𝑢𝑎 ,𝑠𝑎𝑙𝑒 + �̇�𝐻,𝑝é𝑟𝑑 (57)

�̇�𝑂,𝐵 + �̇�𝑂,𝑎𝑔𝑢𝑎 𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎

= �̇�𝑂,𝑐𝑎𝑟𝑏 + �̇�𝑂,𝑎𝑙𝑞 + �̇�𝑂,𝑔𝑎𝑠 + �̇�𝑂,𝑎𝑔𝑢𝑎 ,𝑠𝑎𝑙𝑒 + �̇�𝑂,𝑝é𝑟𝑑 (58)

En la Tabla 4-12 se observan los resultados obtenidos para los flujos másicos de C, H, N y O

que pertenecen a la suma de las corrientes donde hay incertidumbre con respecto a la compo-

sición elemental. Estas corrientes pertenecen al flujo másico de pérdidas más el flujo de alqui-

tranes. Los cálculos de los flujos de elementos se realizan usando los flujos de las corrientes


medidas experimentalmente y se calculan como �̇�𝑖,𝑎𝑙𝑞 + �̇�𝑖,𝑝é𝑟𝑑 . (i= C, H, N y O) despeján-

dolos de las ecuaciones 37, 38, 39 y 40 respectivamente.

Tabla 4-12. Cálculo de los flujos másicos de C, H, N y O en el flujo de alquitranes y pérdidas.

OPSP OPS

Flujo másico

/ kg h-1 1 2 3 4 5 6 7 8

Alquitranes 1,10 0,84 13,1 0,31 1,43 0,13 2,52 2,88

Alquitranes

+ pérdidas

Carbono 1,17 0,63 14,78 0,18 1,24 0,08 1,90 0,80

Hidrógeno 0,42 0,07 2,32 0,15 0,40 0,20 0,12 0,41

Nitrógeno 0,01 0,004 0,11 0,00 0,01 0,00 0,05 0,03

Oxígeno 3,25 0,40 16,11 1,06 2,32 1,69 0,96 2,91

𝜔𝑁,𝐴𝑙𝑞 / % 0,51 0,48 0,87 1,19 0,86 1,05 2,12 1,05

A partir de la información reportada en la Tabla 4-12 se realiza el cálculo del contenido de

nitrógeno en alquitranes. Se toma el flujo de nitrógeno en la mezcla alquitranes + pérdidas y

se calcula su fracción en el flujo de alquitranes determinados experimentalmente y mostrados

en la primera fila de la Tabla 4-12. Los valores calculados se reportan en la última fila de la

misma Tabla. El contenido de nitrógeno presente en dicha mezcla corresponde al perteneciente

a los alquitranes y carbonizados en el flujo de pérdidas puesto son los únicos productos con

dicho elemento. Debido a que el presente proyecto no contemplaba realizar análisis elemental

de alquitranes se realiza una revisión bibliográfica de valores de composición elemental de

alquitranes. Li y Suzuki [76], encontraron valores que se correlacionaban satisfactoriamente

con cuatro especies distintas de biomasa y que no presentaban variaciones significativas con la

temperatura de operación del gasificador. Atnaw et al. [5] determinaron la composición ele-

mental de alquitranes derivados de la gasificación de las frondas de palma de aceite en un

gasificador de lecho fijo a corrientes paralelas que funciona con aire entre 850 °C y 1200 °C a

conversión completa. Los valores reportados por estos autores se muestran en la Tabla 4-13.

Tabla 4-13. Valores de composición elemental de alquitranes encontrados en la literatura.

Li, 2007 [76] Atnaw, 2013 [5]

Carbono 54,50 41,7

Hidrógeno 6,50 4,15

Oxígeno 39,00 51,72

Nitrógeno Trazas 1,91

Azufre Trazas 0,53


El contenido de nitrógeno calculado en los alquitranes mediante el balance elemental se en-

cuentra dentro del rango encontrado en la literatura. Adicionalmente dentro de las determina-

ciones experimentales se observa que la incertidumbre relacionada con la determinación de

alquitranes es mayor que la relacionada con la determinación de carbonizado. El carbonizado

que puede estar en el flujo de pérdidas es el adherido a la paredes internas del reactor y es

despreciable comparado con el medido desde el depósito de cenizas del reactor. Mientras tanto

el alquitrán no determinado se relaciona con el adherido a las paredes del reactor, de los

intercambiadores y de todos los tramos subsiguientes. Adicionalmente durante las evacuaciones

hechas durante la sobrepresurización inherente a la gasificación probablemente se escaparon

trazas de vapores de alquitranes junto con el gas producido. Considerando estas observaciones

es sensato asumir que el nitrógeno presente en la mezcla del flujo de alquitranes y flujo másico

de pérdidas pertenece únicamente a los alquitranes.

Como es posible observar en la Tabla 4-12, el flujo de carbono de la mezcla pérdidas + alqui-

tranes es bastante alto comparado con el posible flujo de carbono en los alquitranes (Ver Tabla

4-13), incluso en algunas pruebas es mayor al flujo total de alquitranes (OPSP1 y OPSP3).

Las corrientes presentes a la salida que contienen carbono corresponden a los alquitranes,

carbonizado y gases. Como se menciona anteriormente se descarta la presencia de carbonizado

en la corriente de pérdidas. Por lo tanto el flujo de carbono calculado en la Tabla 4-12 corres-

ponde al contenido en el flujo de gas y en el flujo de alquitranes.

Para estimar el flujo total de gas producido y la composición elemental aproximada de los

alquitranes. Se calcula la concentración de nitrógeno en los alquitranes a partir del balance

de nitrógeno y el flujo másico de alquitranes determinado experimentalmente de acuerdo a la

Ecuación (59).

𝜔𝑁,𝑎𝑙𝑞 = �̇�𝑁,𝐵𝑖𝑜𝑚𝑎𝑠𝑎 − �̇�𝑁,𝑐𝑎𝑟𝑏

�̇�𝑎𝑙𝑞 (59)

Considerando los valores reportados en la Tabla 4-13, y la composición de N, se dan unos

valores iniciales de la composición de C, H y O de los alquitranes entre los encontrados en la

literatura y posteriormente variarlos para que el balance de materia y elementos quede cerrado.

Se calcula el flujo de carbono en los alquitranes y posteriormente el flujo total de gas producido

de acuerdo a la Ecuación (60).


�̇�𝑔𝑎𝑠

𝑓=

�̇�𝐶,𝐵 − �̇�𝐶,𝑐𝑎𝑟𝑏 − �̇�𝐶,𝑎𝑙𝑞

𝜔𝐶,𝑔𝑎𝑠

(60)

Se considera que existen fracciones de agua en los condensados producidos bastante mayores

a las determinadas experimentalmente. Esto es debido a una incertidumbre en el contenido de

agua en los condensados producidos determinada mediante la prueba de destilación con xileno

principalmente porque las tomadas de condensados presentaban una fase discontinua evidente

que no desaparecía fácilmente mediante agitación y calentamiento. Cuando las muestras se

destilan con xileno solo es posible obtener el contenido de agua de la fase continua, dando

como resultado un menor contenido de agua al real. Por lo tanto se espera que el flujo total

de agua adicional a la salida complete el balance y quede determinado de acuerdo a la ecuación

(61).

�̇�𝑎𝑔𝑢𝑎 ,𝑠𝑎𝑙𝑒

𝑓= �̇�𝐵 ,𝑤𝑎𝑓 + �̇�𝑎𝑔𝑢𝑎 𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎 − �̇�𝑐𝑎𝑟𝑏 − �̇�𝑎𝑙𝑞 − �̇�𝑔𝑎𝑠

(61)

El flujo de alquitranes determinado experimentalmente mediante la ecuación 32 se asume

constante, y la concentración de agua en los condensados se recalcula de acuerdo a la ecuación

(62).

𝑤𝑐𝑜𝑛𝑑

𝑓=

�̇�𝑎𝑔𝑢𝑎 ,𝑠𝑎𝑙𝑒𝑓

�̇�𝑎𝑙𝑞 + �̇�𝑎𝑔𝑢𝑎 ,𝑠𝑎𝑙𝑒𝑓

(62)

Como el flujo total de gas depende de la composición de carbono en los alquitranes de acuerdo

a la ecuación (60), la composición de nitrógeno es conocida de acuerdo a la ecuación (59), las

variables que se iteran en el ajuste del balance corresponden a las composiciones de hidrógeno

y oxígeno en el alquitrán. Por lo tanto, el flujo de carbono en los alquitranes se calcula por

diferencia. El criterio de convergencia es el cumplimiento de los balances de hidrógeno y oxí-

geno indicados en la ecuación (57) a la ecuación (58). El modelo de ajuste iterativo del balance

de materia y elementos se resume gráficamente en la Tabla 4-14.


Tabla 4-14 Resumen del modelo iterativo de ajuste de los balances de materia y elementos.

Variables iteradas, Variables dependientes

1)

Cálculo de 𝜔𝑁,𝑎𝑙𝑞

𝜔𝑁,𝑎𝑙𝑞 = �̇�𝑁,𝐵𝑖𝑜𝑚𝑎𝑠𝑎 − �̇�𝑁,𝑐𝑎𝑟𝑏

�̇�𝑎𝑙𝑞

Asignación de valores iniciales a 𝜔𝑂,𝑎𝑙𝑞. y

𝜔𝐻,𝑎𝑙𝑞. basadas en la literatura

𝜔𝐶,𝑎𝑙𝑞. = 1 − 𝜔𝑁,𝑎𝑙𝑞 − 𝜔𝑂,𝑎𝑙𝑞 − 𝜔𝐻,𝑎𝑙𝑞

Cálculo de �̇�𝑔𝑎𝑠𝑓

Cálculo de �̇�𝑎𝑔𝑢𝑎 ,𝑠𝑎𝑙𝑒

𝑓 y 𝑤𝑐𝑜𝑛𝑑

𝑓

2)

�̇�𝑔𝑎𝑠

𝑓=

�̇�𝐶,𝐵 − �̇�𝐶,𝑐𝑎𝑟𝑏 − �̇�𝐶,𝑎𝑙𝑞

𝜔𝐶,𝑔𝑎𝑠

�̇�𝑎𝑔𝑢𝑎 ,𝑠𝑎𝑙𝑒𝑓

= �̇�𝐵 ,𝑤𝑎𝑓 + �̇�𝑎𝑔𝑢𝑎 𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎

− �̇�𝑐𝑎𝑟𝑏 − �̇�𝑎𝑙𝑞 − �̇�𝑔𝑎𝑠

𝑤𝑐𝑜𝑛𝑑.𝑓

=�̇�𝑎𝑔𝑢𝑎 ,𝑠𝑎𝑙𝑒

𝑓

�̇�𝑎𝑙𝑞 + �̇�𝑎𝑔𝑢𝑎 ,𝑠𝑎𝑙𝑒𝑓

3)

Criterios de convergencia

�̇�𝐻,𝐵 + �̇�𝐻,𝑎𝑔𝑢𝑎 𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎 − �̇�𝐻,𝑐𝑎𝑟𝑏 − �̇�𝐻,𝑎𝑙𝑞 − �̇�𝐻,𝑔𝑎𝑠 − �̇�𝐻,𝑎𝑔𝑢𝑎 ,𝑠𝑎𝑙𝑒 = 0

�̇�𝑂,𝐵 + �̇�𝑂,𝑎𝑔𝑢𝑎 𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎 − �̇�𝑂,𝑐𝑎𝑟𝑏 − �̇�𝑂,𝑎𝑙𝑞 − �̇�𝑂,𝑔𝑎𝑠 − �̇�𝑂,𝑎𝑔𝑢𝑎 ,𝑠𝑎𝑙𝑒 = 0

4.4.3. Determinación del balance de energía

El objetivo del desarrollo de este balance es estimar la entalpía de gasificación estándar iden-

tificando el comportamiento endotérmico o exotérmico del proceso, observar la distribución

energética relativa de los productos y estimar la cantidad de calor requerido para llevar a cabo

el proceso a las distintas condiciones operacionales.

El balance de energía se elabora teniendo en cuenta el esquema de etapas y flujos de energía

en un proceso de gasificación con calentamiento indirecto, sin considerar transferencia de ener-

gía por trabajo, ni contribución energética por energía mecánica (cinética o potencial) presen-

tado en la Figura 2-9 numeral b). Las entradas de energía corresponden a la sumatoria de las

entalpías de la biomasa y el vapor de agua a las condiciones de temperatura y presión de la


entrada + el poder calorífico de la biomasa + el calor transferido desde el exterior (quemado-

res). Las salidas de energía corresponden a la sumatoria de las entalpías de los productos y del

agua residual a las condiciones de temperatura y presión de la salida + el poder calorífico del

gas, carbonizado y alquitranes + las pérdidas de calor + la entalpía de gasificación. El balance

de energía global para el proceso de gasificación queda definido a partir de la ecuación (63).

�̇�𝑏𝑖𝑜𝑚.𝑃𝐶𝐼𝐵 + ∑ ∆ℎ𝑖,𝑠�̇�𝑖

𝐸𝑛𝑡𝑟𝑎𝑑𝑎

+ �̇�𝑒𝑥𝑡

= ∑ �̇�𝑖𝑃𝐶𝐼𝑖

𝑠𝑎𝑙𝑖𝑑𝑎

+ ∑ ∆ℎ𝑖,𝑠�̇�𝑖

𝑆𝑎𝑙𝑖𝑑𝑎

+ ∆𝐻𝑔𝑎𝑠𝑖𝑓 + �̇�𝑝é𝑟𝑑𝑖𝑑𝑎𝑠 (63)

Simplificando el cálculo para la zona de gasificación como volumen de control a las mismas

condiciones de temperatura y presión a la entrada y la salida, el balance se representa en la

Figura 4-49 y el calor neto que ingresa al proceso se define de acuerdo a la ecuación (64).

Figura 4-49. Corrientes de entrada y salida del sistema de gasificación.

∆�̇�𝑁𝑒𝑡𝑜 = ∑ �̇�𝑖


− �̇�𝐵.𝑃𝐶𝐼𝐵

(64)

La entalpía neta del proceso de gasificación corresponde a una función de estado y puede

estimarse de dos maneras. La primera forma de cálculo está representada en la ecuación (65)

y considera la entalpía de reacción estándar ∆𝐻𝑟0 y el avance de reacción �̇� = ∆�̇�𝑖 𝜐𝑖⁄ de

acuerdo a la ecuación estequiométrica del proceso extraída a partir del balance de materia. Las

entalpías de cada elemento en el estado de referencia son iguales a cero y en las condiciones

reales se calculan a partir de los cambios de entalpía sensible.


∑ ∆ℎ𝑖,𝑠�̇�𝑖 −


∑ ∆ℎ𝑖,𝑠�̇�𝑖


+ �̇�∆𝐻𝑟0 = ∆𝐻𝑔𝑎𝑠𝑖𝑓.; ∆ℎ𝑖,𝑠

0 = 0

; ∆ℎ,𝑖,𝑠 = ∫ 𝑣𝐼

𝑃

𝑝𝑟𝑒𝑓

𝑑𝑝 + ∫ 𝑐𝑝𝐼

𝑇

𝑇𝑟𝑒𝑓

𝑑𝑇 (65)

La segunda forma de cálculo considera las entalpías de formación estándar de reactivos y

productos, siendo éstas las mismas entalpías en el estado de referencia. El cambio de entalpía

del proceso por este método, quedo definido por la ecuación (66).

∑ ∆ℎ𝑖,𝑠�̇�𝑖 −


∑ ∆ℎ𝑖,𝑠�̇�𝑖


= ∆𝐻𝑔𝑎𝑠𝑖𝑓; ∆ℎ𝑖,𝑠0 = Δℎ𝑓,𝑖

0 ;

; ∆ℎ𝑖,𝑠 = Δℎ𝑓,𝑖0 + ∫ 𝑣𝐼

𝑃

𝑝𝑟𝑒𝑓

𝑑𝑝 + ∫ 𝑐𝑝𝐼

𝑇

𝑇𝑟𝑒𝑓

𝑑𝑇 (66)

El segundo método es ideal para procesos en los cuales intervienen múltiples reacciones de

manera simultánea por lo que será más adecuado para realizar el balance de energía a las

condiciones de cada prueba de gasificación.

La entalpía de reacción estándar ∆𝐻𝑟0 se calcula a partir de las entalpías de formación están-

dar o los calores de combustión estándar y sirve como un indicador del comportamiento ener-

gético global de la gasificación. Esta entalpía considera el balance de materia determinado para

cada prueba y queda definido mediante la ecuación (67), luego se divide entre el flujo de

biomasa seca.

∆

(67)

A condiciones de temperatura y presión iguales a la entrada y a la salida, es decir despreciando

los calores latentes, se cumple que ∆𝐻𝑟0 = ∆𝐻𝑔𝑎𝑠𝑖𝑓

Cálculos en sólidos:

Para el cálculo de las entalpías de formación en las corrientes de biomasa seca y carbonizado

se emplean los valores calculados de los PCI respectivos de acuerdo a lo expuesto en la sección

3.5 y la correlación desarrollada por Baratieri et al. [7] en 2008. Esta correlación se representa

en la Ecuación (68) y parte del principio de cálculo del calor de combustión por ley de Hess

expresado en la ecuación (69) [38].


(68)

(69)

En la ecuación (68) se cancelan los términos correspondientes al calor estándar de formación

del O2 y N2 por ser compuestos elementales. El contenido de azufre es despreciable en los

combustibles sólidos manejados y el término correspondiente al SO2 se cancela. El calor de

formación de la biomasa y los carbonizados tiene en cuenta su contenido de ceniza, por lo que

el término correspondiente a este calor se une al calor de formación de la ceniza. Para estas

mimas corrientes se realiza le balance en base libre de humedad y el término 𝐽 ∆𝐻𝑓0(𝐻2𝑂, 𝑙) se

cancela iguamente. La expresión simplificada de Baratieri queda representada en la ecuación

(70).

(70)

Para determinar la fórmula y masa molecular de sólidos derivados de biomasa, se encuentra

en un trabajo desarrollado por Cargnelutti [22], en la cual este autor propone una fórmula

similar a la celulosa (C6H10O5): CaHbOc y asigna los valores de a, b, y c de acuerdo con la

composición másica (a=6, b= 6 (𝜔𝑐/𝜔𝐻) (12/1)), c= 6 (𝜔𝑂/𝜔𝐶) (12/16).

Para calcular los cambios de entalpía sensible en la biomasa y carbonizados se emplea el modelo

desarrollado por Kirov [68] que considera que el calor específico de un carbonizado en base

seca y libre de ceniza equivale a la suma ponderada con respecto a las fracciones másicas del

material volátil, el carbono fijo y la ceniza. El material volátil comprende el material volátil

primario liberado a bajas temperaturas y el material volátil secundario liberado a altas tem-

peraturas y puede ser evaluado con base en el análisis último de acuerdo a la expresión desa-

rrollada por Dryden [29] . El modelo de Kirov con la ecuación de Dryden para evaluar la

fracción de material volátil se representa en Tabla 4-15.


Tabla 4-15. Modelo de Kirov para el cálculo del calor específico aplicado a la biomasa y los carboniza-

dos en base seca y libre de ceniza [68] [29].

Cálculos en alquitranes:

Para el cálculo de la entalpía de formación de los alquitranes, se encuentra que autores como

Li et al [76] y Eisermann et al [31] emplean el mismo principio de cálculo por la energía de

combustión, representada por la ecuación (71).

∆

(71)

Donde XI representa la fracción molar de i= C, S, H en los alquitranes. Se asume de igual

manera contenido despreciable de azufre y se cancela el término . Herod et al [55]

determinaron el peso molecular de alquitranes a partir de un análisis de fracciones aromáticas

de alquitranes de hidropirólisis de carbones bituminosos con alto contenido de volátiles medido

con diferentes técnicas (LC/MS, GC/MS, Espectrometría de masas con campo de desorción y

espectrometría de masas con sonda de baja energía). EL valor resultante se encuentra entre

250 y 260 u.m.a.

Para el cálculo del cambio de entalpía sensible de los alquitranes se emplea la correlación

desarrollada por Hyman y Kay [61] que relaciona el calor específico con la gravedad específica

a 289 K mediante la ecuación (72).

𝐶𝑃,𝑠ó𝑙𝑖𝑑𝑜 = 𝐶𝐹 𝐶𝑃,𝐶𝐹 + 𝑀𝑉1,𝑤𝑎𝑓𝐶𝑃,𝑀𝑉1,

+ 𝑀𝑉2,𝐶𝑃,𝑀𝑉2

𝑀𝑉0,𝑤𝑎𝑓 = 0,404 [28,9 (𝜔𝐻

𝜔𝐶) + 3,46 (1 −

63

𝜔𝐶)

𝜔𝑂

𝜔𝐶− 1]

𝑀𝑉1 = 1,1𝑀𝑉0

𝐶𝑃,𝑀𝑉1

= 0,728 + 3,391𝑥10−3𝑇

𝑆𝑖 𝑀𝑉0,𝑤𝑎𝑓 > 10 % → 𝑀𝑉2 = 0,1𝑀𝑉0

𝐶𝑃,𝑀𝑉2

= 2,273 + 3,391𝑥10−3𝑇 𝑆𝑖 𝑀𝑉0,𝑤𝑎𝑓 ≤ 10 % →

𝑀𝑉2 = 𝑀𝑉0

𝐶𝐹 = 1 − 𝑀𝑉0,𝑤𝑎𝑓

𝐶𝑃,𝐶𝐹

= −0,218 + 3,807𝑥10−3𝑇


(72)

Varios autores aproximan el valor medio de para alquitranes producidos de biomasa a

1,17 [31] [76] [80].

Cálculos en gases:

La entalpía de formación estándar del gas ∆ se calcula considerando las entalpías de

formación estándar de los gases primarios que lo componen de acuerdo a la ecuación (73).

(73)

Para calcular los cambios de entalpía sensible de los gases producidos se emplea los coeficientes

de la expansión polinómica del calor específico a presión constante reportados en la base de

datos de NIST para los cuatro gases primarios H2, CO, CH4 y CO2 a las condiciones de tem-

peratura media de gasificación y presión constante y atmosférica. El cálculo del cambio de

entalpía de la mezcla gaseosa se realiza de forma ponderada con las fracciones másicas de los

gases primarios ωi de acuerdo a la ecuación (74).

∆ℎ𝑔𝑎𝑠 = ∑ 𝜔𝑖∆ℎ𝑖

4

𝑖=1

= ∑ 𝜔𝑖 ∫ 𝐶𝑝,𝑖𝑑𝑇𝑇𝑓𝑖𝑛𝑎𝑙

𝑇𝑟𝑒𝑓

≈

4

𝑖=1

∑ 𝜔𝑖 |𝑎𝑖𝑇 +𝑏𝑖𝑇2

2+

𝑐𝐼𝑇3

3+

𝑑𝐼𝑇4

4|

𝑇𝑟𝑒𝑓

𝑇𝑓𝑖𝑛𝑎𝑙4

𝑖=1

(74)

4.4.4. Evaluación del desempeño de la gasificación.

Conversión ideal calculada por el modelo aleatorio de poros.

La conversión ideal de carbonizado es un factor que comparado con la conversión real permite

inferir la presencia de fenómenos de transporte a través del lecho de biomasa durante la gasi-


ficación a las condiciones dadas en cada experimento. Para cada prueba se determina la con-

versión ideal empleando el modelo aleatorio de poros de Bathia y Perlmutter [13] [14] publicado

en 1980. Como se explica en la sección 4.1.2., este modelo teórico considera que la velocidad

de reacción es proporcional al área superficial total y que esta última a su vez depende del

diámetro de poro del sólido. Existe un aumento inicial de esta velocidad de reacción que es

originado por el crecimiento de los poros del material. Este fenómeno es superado posterior-

mente y la velocidad comienza a reducirse cuando los poros se destruyen y colapsan continua-

mente en sus intersecciones [113]. Las variables independientes en cada prueba para el cálculo

de la conversión ideal corresponden a la temperatura media de gasificación, la concentración

de vapor de agua y el tiempo de gasificación. La variación en la conversión con respecto al

tiempo se determina tomando como base la estructura inicial del carbonizado mediante la

ecuación (75).

𝜎

𝜑 (75)

El parámetro A0, definido en la Ecuación (76), corresponde al área superficial específica pro-

medio del sólido y depende del factor preexponencial K0,S , de la energía de activación EA, de

la temperatura media de gasificación Tm,s, de la concentración de vapor de agua en el lecho

, del área superficial específica S0 y la porosidad de lecho . Los demás términos se han

define en la sección 4.1.2.

(76)

La concentración media de vapor de agua en el lecho se calcula como el cociente entre

el flujo molar de vapor de agua que ingresa como agente de reacción y el flujo volumétrico de

gas con material condensable libre de nitrógeno que sale del reactor de acuerdo a la ecuación

(77).

= 𝜂

𝐻2𝑜,𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎

𝑉𝑔𝑎𝑠+𝑐𝑜𝑛𝑑.,𝑠𝑎𝑙𝑒

(77)


El flujo volumétrico de gas con material condensable se aproxima al producto entre la suma-

toria del flujo másico de gas, agua y alquitranes a la salida y la densidad de un gas ideal a las

condiciones de presión y temperatura en la zona de gasificación de acuerdo a la ecuación (78).

Las altas temperaturas y las presiones absolutas cercanas a la presión atmosférica dentro del

reactor hacen que el gas de salida se aproxime al comportamiento de un gas ideal.

�̇�𝑔𝑎𝑠+𝑐𝑜𝑛𝑑.,𝑜𝑢𝑡 = (�̇�𝐻2𝑜,𝑠𝑎𝑙𝑒 + �̇�𝐴𝑙𝑞,𝑠𝑎𝑙𝑒 + �̇�𝑔𝑎𝑠 𝑠𝑒𝑐𝑜,𝑜𝑢𝑡)𝑅 𝑇

𝑀 ̅̅ ̅𝑃

(78)

La conversión experimental que se compara con la conversión ideal mediante el modelo alea-

torio de poros descrito, se aproxima a la conversión del carbonizado producido en las pruebas

de carbonización lenta para el cuesco de palma de aceite peletizado y en forma granular des-

critas en la sección 4.2.4. De acuerdo a los resultados de la Tabla 4-6, el carbonizado producido

para el cuesco de palma de aceite granular es de 𝛾 = 35,8 % y para los pellets de cuesco de

palma de aceite es de 𝛾 = 33,4 %. La conversión experimental queda definida mediante la

ecuación (79). El carbonizado remanente se determina de acuerdo a la ecuación

(48).

𝛾

𝛾

(79)

Eficiencia de conversión de carbono

Partiendo de que las reacciones que prevalecen en un proceso de gasificación son las reacciones

heterogéneas en las que participa el carbono de la biomasa, se calcula la eficiencia de conversión

de carbono como un indicador del desempeño de la gasificación. Este factor corresponde al

cociente entre el flujo másico de carbono en el gas y el flujo másico de carbono de la biomasa

de acuerdo a la ecuación (80).

(80)

Se calcula la conversión de carbono de Biomasa en carbonizado y alquitranes de forma análoga

que en el gas de acuerdo a la ecuaciones (81) y (82).


(81)

(82)

Eficiencia de gasificación

El desempeño de un gasificador se mide en términos de calidad y cantidad del gas producido.

La cantidad de biomasa convertida en gas se expresa en términos de eficiencia de gasificación.

La calidad del producto se mide en términos del poder calorífico y la cantidad deseada a

producir. La eficiencia de gasificación se puede expresar principalmente como eficiencia de gas

frío, eficiencia de gas caliente y eficiencia de gas neto [12] [24] [74].

La eficiencia de gas frío se calcula como el cociente entre el potencial energético del gas pro-

ducido y el potencial energético de la biomasa alimentada de acuerdo a la Ecuación (83).

𝜂𝑔𝑎𝑠 𝑓𝑟í𝑜 % =𝑃𝐶𝐼𝑔𝑎𝑠 𝑠𝑒𝑐𝑜 �̇�𝑔𝑎𝑠 𝑠𝑒𝑐𝑜

𝑃𝐶𝐼𝐵𝑖𝑜𝑚𝑎𝑠𝑎 𝑠𝑒𝑐𝑎 �̇�𝐵𝑖𝑜𝑚𝑎𝑠𝑎 𝑠𝑒𝑐𝑎 100 %

(83)

La eficiencia de gas caliente considera el calor sensible del gas a la salida sin enfriarse para

los procesos en los cuales dicho gas producido se quema directamente en un horno o una cal-

dera aprovechando las temperaturas altas con las que sale del reactor. Esta eficiencia queda

definida mediante la Ecuación (84).

𝜂𝑔𝑎𝑠 𝑐𝑎𝑙𝑖𝑒𝑛𝑡𝑒 % =�̇�𝑔𝑎𝑠 𝑠𝑒𝑐𝑜(𝑃𝐶𝐼𝑔𝑎𝑠 𝑠𝑒𝑐𝑜 + Δℎ𝑠,𝑔𝑎𝑠 𝑠𝑒𝑐𝑜,𝑇𝑔𝑎𝑠𝑖𝑓 )

�̇�𝐵𝑖𝑜𝑚𝑎𝑠𝑎 𝑠𝑒𝑐𝑎 𝑃𝐶𝐼𝐵𝑖𝑜𝑚𝑎𝑠𝑎 𝑠𝑒𝑐𝑎 100%

(84)

Donde Δℎ𝑔𝑎𝑠 𝑠𝑒𝑐𝑜 hace referencia al cambio de entalpía del gas producido entre la temperatura

a la que ingresa la biomasa (ambiente) y la temperatura a la que sale el gas, calculado mediante

la ecuación 52.

La eficiencia de gas neto incluye la contribución energética del agente de gasificación a la

entrada y se calcula como el cociente entre la energía aprovechable del gas producido adicio-

nando el calor sensible hasta la temperatura de gasificación sobre el calor neto que ingresa.

Este último término se calcula como la diferencia entre el calor aprovechable de la biomasa

0. 125

más el calor sensible del agua que ingresa, menos el calor aprovechable de los subproductos

(alquitrán y carbonizado) y menos el calor de condensación del agua de salida; de acuerdo a

la ecuación (85) [12].

𝜂𝑔𝑎𝑠 𝑛𝑒𝑡𝑜 %

=�̇�𝑔𝑎𝑠 𝑠𝑒𝑐𝑜 (𝑃𝐶𝐼𝑔𝑎𝑠 𝑠𝑒𝑐𝑜 + Δℎ𝑠,𝑔𝑎𝑠 𝑠𝑒𝑐𝑜,𝑇𝑔𝑎𝑠𝑖𝑓 ) 100%

Δℎ𝑠,𝑎𝑔𝑢𝑎,𝑒𝑛,𝑇𝑔𝑎𝑠𝑖𝑓 + �̇�𝐵𝑖𝑜𝑚𝑎𝑠𝑎 𝑠𝑒𝑐𝑎 𝑃𝐶𝐼𝐵𝑖𝑜𝑚𝑎𝑠𝑎 𝑠𝑒𝑐𝑎 − ∑ �̇�𝑖 𝑃𝐶𝐼𝑖𝑠𝑎𝑙𝑖𝑑𝑎 − �̇�𝑎𝑔𝑢𝑎,𝑠𝑎𝑙𝑒𝜆𝑎𝑔𝑢𝑎,𝑠𝑎𝑙𝑒 𝑥 100%

(85)

126 5. Presentación y análisis de resultados

5. Presentación y análisis de resultados

En este capítulo se presentan los resultados obtenidos para las condiciones reales de operación,

los balances de materia, elementos y energía y los indicadores de eficiencia y desempeño de los

procesos de gasificación evaluados durante las pruebas. Para la mayoría de análisis realizados

se emplean diagramas de burbuja como el que se presenta en la Figura 5-1, en los cuales se

ubican círculos en gráficas temperatura vs relación agua- biomasa en los sitios correspondientes

a las condiciones de operación de las diferentes pruebas de gasificación. Cada círculo tiene un

tamaño acorde a la magnitud de la propiedad o variable que se está analizando y su respectiva

etiqueta con el valor de la magnitud.

Figura 5-1. Diagrama de burbuja con la ubicación de las condiciones de operación de cada prueba

5.1. Análisis de condiciones experimentales

Se emplea el protocolo descrito en la sección 4.1.3 para ejecutar cada una de las pruebas de

gasificación. Inicialmente se describen las observaciones detalladas para la primera prueba

realizada. En el anexo 2 se presentan los diagramas de condiciones de operación para todas las

pruebas desarrolladas en el plan experimental. En la Figura 5-2 se muestra el perfil de calen-

tamiento y el perfil de presión medido en el piezómetro a la salida del gasificador durante la

prueba denominada OPSP1. Se muestran los perfiles medidos por los termopares B y C que

5. Presentación y análisis de resultados 127

delimitan la zona de gasificación y alcanzan distancias de 864 mm y 1372 mm desde la tapa

de acuerdo a lo descrito en la sección 4.1. Numeral D (Ver Figura 4-31). La línea Tm hace

referencia al perfil ajustado de temperatura media de gasificación calculado de acuerdo a lo

expuesto en la sección 4.3. una vez extraído el carbonizado remanente al finalizar la prueba.

Las condiciones del equipo de acuerdo al plan experimental corresponden una temperatura

media de 830 °C. Dicha temperatura media se aproxima inicialmente a la media aritmética de

los valores reportados por los termopares B y C, como se describe en el procedimiento de la

sección 4.3. Para ello se deja calentar en vacío desde temperatura ambiente durante 58 min

hasta el minuto 90 se apaga uno de los quemadores con el fin de detener el aumento de tem-

peratura y se logran estabilizar como se evidencia de forma cualitativa en la Figura 5-2. El

cuadro azul claro que comienza desde el minuto 80 y termina en el minuto 152 indica el período

de dosificación de agua mediante la bomba peristáltica. El cuadro de menor transparencia que

comienza en el minuto 100 y termina en el minuto 150 indica el período en el cual se activa el

tornillo. Durante este período estable el aumento en la presión se debe a la producción masiva

de gases al interior, mientras los descensos de presión son inducidos por la apertura de la

válvula de aguja reguladora. En otras pruebas este descenso es provocado por la apertura de

la válvula de alivio en la tapa del reactor al superar el adecuado nivel de presión a condiciones

atmosféricas que evacúa los gases cuando la válvula de aguja se encuentra totalmente abierta.

El rango de presiones de trabajo para la prueba OPSP1 se encuentran cercanas a la atmosférica

(entre -50 y 240 mbar) que es una condición que se presenta en la mayoría de pruebas.

El tiempo de estabilización y las variaciones de temperatura en régimen estable son relativa-

mente cortas para procesos de gasificación en gasificadores de lecho fijo reportados en la liter-

taura. Van de Steene et al [131] reportan tiempos de calentamiento, estabilización de nivel de

lecho y de etapa transitoria de 7 horas antes de comenzar la gasificación de carbonizados de

madera en estado estable en un reactor continuo de lecho fijo de 1,6 m de largo y 20 cm de

diámetro que son dimensiones cercanas a las del reactor de este proyecto. Estos autores em-

plean condiciones de 13 % y 16 % de concentración de vapor y temperaturas entre 700 °C y

1050 °C y el rango de desviación de la temperatura en la zona estable es ±50 °C. Las condi-

ciones de operación resultan ser similares y las variaciones de temperatura se encuentran por

debajo de estas desviaciones.


Figura 5-2. Diagrama de condiciones de operación para la prueba OPSP1. B: Termopares a 86 cm de

la tapa, C: Termopares a 137 cm de la tapa, Tm: Perfil de temperatura media ajustada.

En la Figura 5-3 se muestran los perfiles comparativos de temperatura media de lecho deter-

minada de acuerdo a las ecuaciones de la sección 4.4.2. Las etiquetas de las perfiles se relacio-

nan con las condiciones operacionales de acuerdo a la información de la Figura 4-45.

Debido a que los tiempos de gasificación varían en cada prueba, indicados posteriormente en

la Tabla 5-1, porque las mismas condiciones de presión y temperatura permiten tiempos de

control diferentes, este eje se representa en forma porcentual con respecto al tiempo total de

gasificación que corresponde al lapso en el que el tornillo de dosificación es activado de forma

constante. Los menores tiempos de dosificación corresponden a 4 y 22 minutos para las pruebas

OPSP3 y OPSP5 respectivamente. El mayor tiempo de dosificación se realiza para la prueba

OPSP8 con 90 minutos.

En todos los perfiles se observa descenso de la temperatura durante la gasificación ratificando

el carácter endotérmico de la entalpía neta de reacción. En los perfiles mostrados en el Anexo

1, se puede observar el efecto contrario con la presión, pues al producirse el gas de síntesis, la

presión del equipo aumenta aceleradamente y es controlada empleando la válvula reguladora

B

B

C

Tm


previa a la bomba de succión o la válvula de alivio en la tapa del reactor cuando la bomba de

succión alcanza su máxima capacidad.

Figura 5-3. Perfiles de Temperatura durante período en estado estable de gasificación.

Las únicas pruebas que no requieren apagar uno de los quemadores para dejar estabilizar el

equipo corresponden a las realizadas a las más altas temperaturas OPSP4 (T= 968 °C) y

OPSP6 (T= 983 °C). Estas pruebas presentan la mejor estabilidad térmica dentro de las

realizadas en el plan experimental. La prueba OPSP5 que se realiza a la menor temperatura

(T= 673 °C), cuyo perfil de temperatura y presión se puede observar en Figura 5-4, se realiza

modificando el procedimiento de estabilización térmica puesto que incluso con un solo quema-

dor la temperatura continuaba aumentando. Se permite que el equipo en el extremo inferior

de la zona de gasificación (Termopares B), alcance una temperatura cercana a los 950 °C y

luego se apagan ambos quemadores (minuto 100) cuando la temperatura media de estos ter-

mopares desciende de 750 °C se activa un quemador (minuto 130) y posteriormente se activa

la alimentación del tornillo (minuto 135). Sin embargo se observa que la activación de un

quemador no produce la estabilización deseada y en el minuto 145 se activa el segundo que-

mador. El rango de variación de la temperatura media de gasificación es la mayor obtenida de

las pruebas durante el período estable y corresponde a ± 75 °C. Se observa durante este período

la formación de picos de presión que indican la producción masiva de gases al interior.


Figura 5-4. Diagrama de condiciones operacionales para la prueba OPSP5

En la Tabla 5-1 se presentan los parámetros de alimentación planeados y cálculos de

acuerdo a la ecuación 24 en la sección 4.3, variables de cálculo de longitud media de

lecho de acuerdo a la ecuación 21 en la sección 4.3, los tiempos de las distintas fases,

la temperatura media y su rango de desviación y por ultimo las tasas de calentamiento

media del reactor y del pellet en la zona de pirólisis. Este último parámetro es un

indicador del rendimiento másico de productos en la pirólisis permitiendo relacionar

con el rendimiento global del gasificador posteriormente. Para la estimación de esta

tasa de calentamiento se asume que el tiempo que tarda en caer un pellet o una partí-

cula de biomasa a lo largo de la zona de pirólisis es el mismo que demora en cambiar

su temperatura entre los extremos de dicha zona. Se asume caída libre sin fricción y se

calcula por medio de la ecuación simplificada (86).

𝜅𝑝𝑒𝑙𝑙𝑒𝑡 ≅

∆𝑇𝑝𝑖𝑟ó𝑙𝑖𝑠𝑖𝑠

√2 𝑋𝑔

(86)

B

B

C

Tm


Donde X representa la longitud desde la tapa hasta el punto de medida de temperatura al

inicio de la zona de gasificación (Termopar B, 137 cm). El rango de tiempos de gasificación

entre las pruebas va desde los 4 minutos para la prueba OPSP3, hasta los 90 minutos para la

prueba OPS8 con cuesco en forma granular. Las tasas de calentamiento de los pellets en la

zona de pirólisis es del orden de 105 K/min infiriendo rendimientos altos de alquitranes de

acuerdo al comportamiento de una pirólisis flash [12].

Tabla 5-1. Resumen de parámetros y condiciones de operación de los experimentos.

OPSP OPS

Variables Parámetros 1 2 3 4 5 6 7 8

Alimentación

programada

Humedad biomasa/

%m/m 4,8 4,8 4,8 4,8 4,8 4,8 9,7 9,7

Alimentación tornillo / kg

h-1 4,0 4,0 4,0 4,0 4,0 4,0 10,0 4,0

Alimentación bomba peris-

táltica / kg h-1 2,1 2,1 0,6 5,5 2,1 2,1 0,8 5,0

Relación A/B /- 0,6 0,6 0,2 1,5 0,6 0,6 0,2 1,5

Alimentación

calculada

Biomasa seca /g 3991 3717 1297 948 2241 402 5962 6142

Humedad de la biomasa

/g 201 187 65 48 113 20 638 658

Agua dosificada en período

estable/g 2131 1541 163 1394 527 952 519 4010

Relación A/B calculada /- 0,6 0,5 0,2 1,5 0,3 2,4 0,2 0,8

Variables de Le-

cho

Densidad a granel base

seca kg m-3 553 490 505 463 511 412 398 319

Longitud del lecho calcu-

lado mm 191,4 70,0 66,5 40,5 107,6 16,3 441,9 430,9

Fracción de lecho en zona

de gasificación /- 0,38 0,14 0,13 0,08 0,21 0,03 0,87 0,84

Temperaturas

/°C

Deseada de acuerdo al

plan experimental 830 950 830 830 670 830 830 830

Promedio en extremo supe-

rior ZG.4 878 966 841 908 757 990 800 817

Promedio en extremo infe-

rior ZG. 805 872 790 877 592 975 760 740

Temperatura media de ga-

sificación 831,3 904,3 813,0 968,5 672,7 982,7 777,5 785,3

Tiempos /min

Activación de ambos que-

madores 58 70 65 190* 90 165 36 48

Hasta llegar a temperatura

deseada 50 70 48 80 50 68 N.A. N.A.

Hasta llegar a temp. media

de gasificación 50 60 46 110 52 120 73 45

Dosificación de agua antes

de activación tornillo 20 30 52 27 71 95 52 52

Activación del tornillo 50 41 4 48 22 50 42 90


OPSP OPS

Variables Parámetros 1 2 3 4 5 6 7 8

Período sin activación de

tornillo (lote) 2 5 0 4 2 5 6 8

Tasas de calenta-

miento K/min

Tasa de calentamiento me-

dio de partícula 59527 64547 64547 76022 45900 77456 55941 57375

Tasa de calentamiento me-

dia del reactor 16,1 14,7 17,1 8,6 12,5 8,0 10,3 16,9

Presiones / mbar

Presión maxima duarnte

gasificación 250 450 670 700 450 100 110 490

Presión mínima durante

gasificación

-50 0 0 -50 0 -20 0 -30

*Se dejan activos los dos quemadores hasta finalizar la prueba.

5.2. Balances de materia y elementos.

La determinación de la magnitud de las corrientes de entrada y salida del proceso de gasifica-

ción se realiza en la sección 4.4. cuyos altos flujos másicos de pérdidas resultantes justifican el

uso del modelo de ajuste de los balances de materia y elementos representado en la Tabla 4-14.

El flujo másico elevado se debe al grado de incertidumbre presentado al determinar la masa

resultante real de los gases y el agua de salida principalmente. El modelo de ajuste se realiza

partiendo del análisis elemental de los alquitranes supuesto con valores inciales encontrados en

los trabajos de Atnaw et al. [5] y Li y Suzuki [76], como se indica en dicha sección. Los

resultados del balance de materia aplicando el modelo iterativo se presenta en la Tabla 5-2.

En el anexo 3 se presentan los diagramas de Sankey para los balances de materia desarrollados

para todas las pruebas.

Tabla 5-2. Resultados del modelo de ajuste del balance de materia y elementos.

OPSP OPS

Flujos másicos / kg h-1 1 2 3 4 5 6 7 8

Entrada

Pellets secos 4,79 5,44 19,45 1,19 6,11 0,48 8,52 4,09

Humedad 0,24 0,27 0,98 0,06 0,31 0,02 0,91 0,44

Agua dosificada 2,56 2,25 2,44 1,74 1,44 1,14 0,74 2,67

Suma 7,59 7,97 22,87 2,99 7,86 1,65 10,17 7,21

Salida

Carbonizado 1,49 1,54 5,28 0,26 1,64 0,03 2,68 1,12

Gas 1,47 3,39 7,39 0,78 3,35 0,45 3,16 2,53

Alquitranes 1,10 1,05 4,53 0,31 1,43 0,13 2,52 0,47

Agua 3,53 1,99 5,67 1,63 1,43 1,04 1,81 3,09

Suma 7,59 7,97 22,87 2,99 7,86 1,65 10,17 7,21


El rango de producción de gases es de 0,45 kg h-1 a 7,39 kg h-1 y se observa que en algunos

casos el agua de salida es mayor que el agua de entrada. La pirólisis de los pellets de cuesco

de palma de aceite elaborados generan cerca de 21 % en rendimiento de agua a tasa bajas de

calentamiento (cercanas a 2,5 K/min) de acuerdo a los resultados obtenidos en la Tabla 4-7.

Sin embargo a tasas del orden de 105 K/min se esperan mayores rendimientos, además la

cinética de cuesco es demasiado lenta y requiere mayor tiempo de residencia del gas aumen-

tando la longitud de lecho y de igual manera requiere mayor tiempo de gasificación [113] [45].

En la Figuras 5-5 se representan los rendimientos másicos de los productos de forma porcentual

con respecto a la biomasa y a todas las corrientes de entrada respectivamente. En la Figura

5-5 se observa una tendencia del rendimiento gaseoso a aumentar con la temperatura y la

relación agua biomasa y una tendencia contraria para los rendimientos de carbonizado y al-

quitranes. Las condiciones de las pruebas OPSP3 (T= 813 °C, A/B= 0,2) y OPS7 (T= 777

°C, A/B= 0,2) indican comportamientos atípicos con respecto a estas tendencias. Lo anterior

puede deberse a que en la prueba OPSP3 el tiempo estimado de activación del tornillo fue de

tan solo 4 minutos por dificultades en la estabilización de la temperatura en esa prueba y en

la prueba OPSP7 se estima una dosificación de 6 kilos de biomasa a una tasa de alimentación

de 8,52 kg h-1 (Tabla 5-2), permitiendo la formación del lecho de mayor longitud obtenido que

equivale a 442 mm (Tabla 5-1). Los lechos de carbonizado de mayor tamaño conllevan a la

formación de gradientes de temperatura y concentración de componentes que pueden producir

rendimientos en los productos diferentes a lechos de menor longitud donde hay menor efecto

de las reacciones secundarias. El flujo de alimentación de biomasa y la relación agua biomasa

juegan un papel importante en los rendimientos finales obtenidos. Como se puede observar en

la prueba OPS8 (T= 785 °C, A/B= 0,8), realizada también con cuesco en forma granular, con

un flujo de biomasa cercano a la mitad, con una temperatura media de gasificación similar y

con una relación agua-biomasa cuatro veces mayor, la producción de alquitranes es mucho

menor y el rendimiento gaseoso se duplica en esta última. Los flujos de alimentación de bio-

masa menores generan lechos de menor tamaño y por lo tanto existirán menores efectos nega-

tivos en la producción de gases que se atribuyen a los gradientes de temperatura y concentra-

ción de especies.

Se observa que existe una relación de agua que entra con respecto al agua que sale igual o

mayor a 1 en la mayoría de los casos infiriendo la contribución activa del vapor de agua en el

rendimiento del gas producido. Las posibles razones de estas relaciones menores a uno para las

pruebas OPSP3 y OPS7 son similares a las expuestas anteriormente para sus respectivos ren-

dimientos gaseosos relativamente bajos. La razón de este comportamiento para la prueba


OPSP1 puede deberse que reacciona menor cantidad de agua en la gasificación y/o se produce

menor cantidad de agua durante la pirólisis. La mejor condición de rendimiento gaseoso rela-

tivo a la biomasa se presenta para la prueba realizada a mayores temperaturas y relaciones

agua-biomasa (OPSP6 en Figura 5-5), sin embargo el rendimiento de agua de salida relativo

a todo el flujo de entrada es mucho mayor que para cualquier otra prueba, esto se debe igual-

mente a la cinética relativamente lenta del cuesco de palma que produce bajo consumo de agua

a flujos de vapor de entrada mayores.

Figura 5-5. Rendimientos de productos relativos con la biomasa. a). % Carbonizado/Biomasa b) %

Gas/ Biomasa c) % Alquitranes/ Biomasa d) Agua de entrada/ Agua de salida.

En la Figura 5-6 se presentan los diagramas de Sankey para dos pruebas realizadas a alta

temperatura y en extremos diferentes de relación A/B. En la prueba OPSP2 se emplean 10

minutos menos de dosificación y una masa de pellets 8 veces mayor que en la segunda, por lo

que los flujos másicos en OPSP2 son mayores. Se corrobora que al aumentar la temperatura

y dicha relación, se favorece el incremento de la conversión de carbonizado, aumentando el

𝑎. 𝛾𝑐𝑎𝑟𝑏.

𝑑. �̇�𝑎𝑔𝑢𝑎,𝑒𝑛𝑟𝑎 �̇�𝑎𝑔𝑢𝑎,𝑠𝑎𝑙𝑒⁄. 𝑐. 𝛾𝑎𝑙𝑞.

𝑏. 𝛾𝑔𝑎𝑠.


porcentaje de gas y disminuyendo el de carbonizado. A relaciones A/B más altas el porcentaje

de agua a la salida con respecto al de la entrada es mayor. Las grandes cantidades de agua a

la salida se deben a las altas tasas de calentamiento producidas durante la pirólisis (del orden

de 105 K/min) y se puede inferir que son muy superiores al 21,0 % de la masa de pellets secos

considerando los resultados de la Tabla 4-6.

Figura 5-6. Diagramas de Sankey de balances de materia para dos de las pruebas realizadas.

En la Figura 5-7 se presentan los rendimientos másicos en base libre de agua producida de los

productos en todas las pruebas. Las pruebas 1, 3 y 7 realizadas a temperatura moderada

presentan un rendimiento alto de carbonizado cercano al 30 % aunque inferior al de la pirólisis

a 7 K/min de 44 % en base libre de agua producida. Sin embargo se observa un rendimiento

gaseoso cercano al 40 % que es mayor al producido en la pirólisis a 7 K/min que está alrededor

del 23 %. Se deduce por consiguiente que existe gasificación con mayor selectividad del agua

para las reacciones homogéneas en fase gaseosa. Entre la prueba OPSP3 realizada con pellets

y OPS7 realizada con cuesco sin peletizar, no se observan diferencias significativas en los ren-

diminetos. En las pruebas OPSP2, OPSP4 y OPSP6 realizadas a las mayores temperaturas se

observan mayores redimientos gaseosos, por encima del 55 %, y menores rendimientos de car-

bonizado, por debajo del 25 %. Al aumentar la relación A/B aumenta el rendimiento de gas y

disminuye el del carbonizado.


Figura 5-7. Rendimiento másico de los productos en base libre de agua producida.

5.3. Propiedades del gas obtenido.

En la Figura 5-8 se observa la composición promedio de cada uno de los gases que componen

la mezcla gaseosa producida en las diferentes condiciones de operación de las pruebas de gasi-

ficación. Se evidencia en general una tendencia opuesta entre la composición de hidrógeno y

monóxido, cuando ambos gases se relacionan con la temperatura y la relación agua- biomasa.

En cuanto estas variables son mayores, mayor es el contenido de hidrógeno en la mezcla pro-

ducida y menor es el contenido de hidrógeno, mejorando las propiedades como combustibles o

la magnitud de su poder calorífico (ver Figura 5-9) y la relación H2/ CO indispensable en

muchos procesos de síntesis de compuestos químicos. El efecto de estas variables, especial-

mente de la temperatura, en la relación H2/CO se puede observar de igual manera en la Figura

5-12.

En la Figura 5-8 también se puede observar que la composición volumétrica del CO2 y

el CH4, tienen un orden de magnitud similar para las diferentes condiciones de operación y

además presenta la misma tendencia a reducirse con la temperatura y la relación agua biomasa.

Este comportamiento va acorde a las predicciones de modelos de equilibrio termodinámico

encontrados en la literatura [23], [43]. A altas temperaturas y altas concentraciones de agua

en el medio se favorece la reacción de reformado que consume CH4 y la reacción de Boudouard

que consume CO2. Esta última reacción puede tener mejor comportamiento cinético que la


reacción carbonizado - vapor de agua a altas temperaturas a pesar de ser más endotérmica.

Este comportamiento se debe a que altas atmósferas de hidrógeno inhiben la reacción con

vapor de agua del carbonizado y no afectan la reacción con CO2 de acuerdo a estudios realiza-

dos por Barrio et al. [10] [9].

Se observa un comportamiento diferenciable en cuanto a las pruebas realizadas con cuesco de

palma granulado y cuesco de palma peletizado. Como aspecto general se observa que en un

rango intermedio de temperatura, de 700 °C a 900 °C, las composiciones de CO2 y CH4 per-

manecen constantes, y al aumentar la temperatura aumenta el hidrógeno y disminuye el CO .

Al aumentar la relación agua-biomasa entre 0,2 a valores entre 0,6 y 0,8, no se detectan cam-

bios significativos en la composición del gas producido a partir del cuesco peletizado, sólo un

leve aumento del contenido de CO a expensas del contenido de CH4. Sin embargo el gas pro-

ducido a partir de cuesco granulado presenta un incremento en un factor cercano a 2 en el H2

y a 1,5 en el CO a expensas de una disminución en un factor cercano a 2 en el CH4 y CO2.

Figura 5-8. Composición del gas a diferentes condiciones de gasificación.


Figura 5-9. Poder calorífico superior (MJ/kg) del gas de síntesis para los diferentes experimentos.

El incremento acelerado de la composición de H2 a partir de 900 °C a las presiones relativa-

mente bajas manejadas en el reactor se debe a que además de favorecer la reacción endotérmica

carbonizado- vapor de agua a estas condiciones, se beneficia la reacción de reformado que es

altamente endotérmica (+206 kJ/mol ) y produce mayor cantidad molar de gases en los pro-

ductos que en los reactivos [113] (ver Tabla 2-4). Por cada mol de CH4 producida se generan

3 moles de H2 y 1 mol de CO justificando así el aumento acelerado del primero con respecto

al segundo.

En los procesos donde se utiliza el gas de síntesis para la producción de compuestos químicos,

se reforma el gas producido con vapor de agua en presencia de catalizadores para aumentar la

relación H2/CO. Bajo la suposición de que el metano se reforma completamente en el gas

producido bajo las diferentes condiciones de temperatura y relación agua-biomasa del plan

experimental se presenta la composición del gas de síntesis que se compone únicamente de CO

e H2 en la Figura 5-10 numeral a). El aumento de la composición de H2 es más evidenciable

en los gases que inicialmente tenían un mayor contenido de CH4. Es decir los que inicialmente

tenían un menor contenido de hidrógeno. En el numeral b) se observa que el poder calorífico

incrementa cuando el gas se reforma a excepción del gas producido a la mayor temperatura.

El poder calorífico de este gas que inicialmente tenía mayor contenido de H2 disminuye puesto

que la contribución energética del hidrógeno adicional es menor a la que tenía la pequeña

cantidad de CH4 que se reformó. Esto ocurre debido a que el CH4 tiene mayor poder calorífco

superior (890,63 MJ/kmol) que el H2 (285,83 MJ/kmol) (Norma DIN51857). En el gas produ-

cido en la prueba OPSP5 (Tm = 672,7 °C, A/B= 0,3) se observa mayor influencia del refor-

mado en las propiedades. La relación másica de H2/CO incrementa desde 0,17 a 1,08 y el poder

calorífico inferior desde 10,9 MJ/kg hasta 19,6 MJ/kg.


Los valores de calor específico y razón H2/ CO de cada muestra que se extrae durante el estado

estacionario en las pruebas de gasificación y se presentan en la Figura 5-11 y Figura 5-12.

Ambas propiedades del gas de síntesis incrementan con la temperatura y presentan una razón

óptima de Agua/ Biomasa para la operación. En la Figura 5-11 se observa que entre 750 y 900

°C a relaciones agua biomasa entre 0,3 y 1,5 el poder calorífico calculado del gas permanece

en un valor cercano a 17 MJ/kg. En la Figura 5-12 se observa una relación H2 /CO entre 0,05

y 0,22 , cerca de 800 ° C ajustado a relaciones agua- biomasa cercanas a 1, se podría obtener

una relación cercana a la máxima obtenida (máxima temperatura y relación agua-biomasa).

Figura 5-10. Propiedades del gas reformado. a) composición de H2, (CO se calcula por balance). b) Po-

der calorífico del gas reformado (MJ/kg). c) relación volumétrica H2/CO antes del reformado d) rela-

ción volumétrica H2/CO depuéss del reformado

𝑎. 𝜔𝐻2

𝑐. 𝐻2 𝐶𝑂⁄𝑔𝑎𝑠 sin 𝑟𝑒𝑓𝑜𝑟𝑚𝑎𝑟 𝑑. 𝐻2 𝐶𝑂⁄

𝑔𝑎𝑠 𝑟𝑒𝑓𝑜𝑟𝑚𝑎𝑑𝑜

𝑏. 𝑃𝐶𝐼𝑔𝑎𝑠 𝑟𝑒𝑓𝑜𝑟𝑚𝑎𝑑𝑜


Figura 5-11. Relación entre el poder calorífico superior y la temperatura media de gasificación del le-

cho

Figura 5-12. Relación H2/ CO para gas de síntesis a diferentes condiciones operacionales

En la Figura 5-13 se presenta el rendimiento del gas producido y la cantidad de alquitranes

que deben ser removidos por Nm3 de gas producido. Se observa que el contenido de alquitranes

10

15

20

25

30

35

40

600 700 800 900 1000

Poder

cal

orífic

o su

per

ior

/ M

J/kg

Temperatura media de gasificación

/ °C

6

4

1

2

3

7

8

5

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

600 700 800 900 1000

Raz

ón H

2/C

O

Temperatura media de gasificación / °C

4

1

2

3

7

8

5

6


en los gases depende de los mismos factores que definen la magnitud del rendimiento de alqui-

tranes en el proceso mencionados en la sección 5.2.

Figura 5-13. a) Rendimiento de gas producido en Nm-3 kg-1 de biomasa seca. b) Contenido de alqui-

tranes en el gas de síntesis producido en kg Nm-3.

5.4. Balances de energía

En esta sección se presentan los resultados obtenidos de la distribución energética de la bio-

masa en sus productos de gasificación. De igual manera se presentan los valores calculados de

las propiedades de las especies requeridas como peso molecular, coeficiente estequiométrico,

calor sensible y calor de formación para la estimación del calor requerido del proceso por

distintos métodos presentados en la sección 4.3.

Distribución energética.

El balance de energía representado en la ecuación (63), se realiza en condiciones de temperatura

y presión estándar para las corrientes de entrada y salida y se considera un término de calor

excedente que considera el calor transferido desde los quemadores, las pérdidas de calor por

radiación y la entalpía de gasificación de acuerdo a la ecuación (87).

�̇�𝐵.𝑃𝐶𝐼𝐵. − ∑ �̇�𝑖𝑃𝐶𝐼𝑖

𝑠𝑎𝑙𝑖𝑑𝑎

= ∆𝐻𝑔𝑎𝑠𝑖𝑓 + �̇�𝑝é𝑟𝑑𝑖𝑑𝑎𝑠 − �̇�𝑒𝑥𝑡 (87)

∆�̇�𝑛𝑒𝑡𝑜

0

𝑎. 𝛾𝑔𝑎𝑠 𝑏. 𝜔𝑎𝑙𝑞,𝑔𝑎𝑠


En la Figura 5-14 se presentan los resultados de la distribución energética de la biomasa en

los productos a partir del balance simplificado de la ecuación (87). En el anexo 4 se presentan

los diagramas de Sankey para la distribución energética de la biomasa desarrollados para todas

las pruebas. A mayores temperaturas y relaciones agua- biomasa la mayor parte de la energía

disponible en la biomasa se transfiere al gas. Incluso es posible observar que el gas obtenido

en la prueba OPSP6 a la temperatura más alta ( Tm= 982,7 °C, A/B= 2,4 ), tiene un rendi-

miento energético mayor al 100 %, esto se debe a que presenta un rendimiento másico y un

contenido de H2 elevado. A bajas temperaturas y relaciones agua- biomasa la energía tiende a

distribuirse uniformemente entre los tres productos.

Figura 5-14. Distribución energética de productos y calor neto a) % kW Carbonizado/kW Biomasa seca.

b) % kW Alquitranes/ kW Biomasa seca. c) % kW Gas/kW Biomasa d) % Calor neto/kW Biomasa

seca.

En la Figura 5-15 se presentan los diagramas de Sankey para la distribución energética de las

pruebas OPSP2 y OPSP6 analizadas anteriormente para el balance de materia. Se observa que

d) Calor neto


a mayor calor neto introducido al proceso la conversión de carbonizado y por consiguiente el

rendimiento gaseoso y la energía aprovechable en el gas producido aumentan.

Figura 5-15. Diagrama de Sankey para la distribución energética en dos pruebas.

En la Figura 5-16 se presenta la distribución energética obtenida para todas las pruebas en

base libre de agua producida. El contenido energético del gas depende de la composición y el

flujo másico del mismo. Los gases con mayor contenido de hidrógeno presentan mayor calidad

energética. La calidad energética de los alquitranes y carbonizados dependen de su relación

H/C y el flujo másico de los mismos. Se observa un valor por encima del 100 % para las

condiciones máximas de T y A/B, debido al rendimiento másico mayor al 90 % y al poder

calorífico del gas 1,7 veces mayor al de la biomasa por su alto contenido de hidrógeno. Se

observa mayor distribución energética en el gas a mayores temperaturas y mayor distribución

en el carbonizado en las pruebas donde el rendimiento másico del mismo es mayor.


Figura 5-16. Distribución energética de productos en base libre de agua producida

Fórmula molecular y peso molecular

El método de las entalpías de reacción tiene en cuenta el término de avance de reacción �̇�, que

requiere de los coeficientes estequiométricos molares de la ecuación de balance de materia de

cada proceso representado en la ecuación (54) que requiere de los coeficientes estequiométricos.

Estos coeficientes se calculan con base en los pesos moleculares de las especies: para la biomasa

se estima a partir de la fórmula molecular propuesta por Cargnelutti [22] , descrita en la sección

4.4.3. El peso molecular depende de la composición elemental y resulta entre 135 y 138 g/mol

para los pellets de cuesco. Para los alquitranes se fija el valor promedio de 260 g/mol justificado

en la sección 4.4.3, sin embargo las fórmulas moleculares representativas son diferentes en cada

caso. Para el caso de los carbonizados, la masa molecular varía entre las distintas condiciones

de operación de las pruebas y de igual manera la fórmula molecular representativa.

En la Tabla 5-3 se observan los resultados de las fórmulas y masas moleculares representativas

de los pellets o el cuesco granular empleados en las diferentes pruebas y la formula y masas

moleculares representativas de los carbonizados y alquitranes resultantes de las mismas.


Tabla 5-3. Fórmulas moleculares y pesos moleculares representativos para biomasa, carbonizado y al-

quitranes.

Pellets / Cuesco Carbonizado Alquitranes

F.M. P.M. F.M. P.M. F.M. P.M.

OPSP

1 C6H8,3O3,6 137,9 C6,0H1,9O0,2 77,6 C11H16O7 260

2 C6H8,3O3,6 137,9 C6,0H4,3O2 107,9 C13H14O6 260

3 C6H8,3O3,6 137,9 C6H4,1O3,1 126,4 C20H11O0,1 260

4 C6H8,3O3,6 137,9 C6H0,3O1,3 92,9 C10H25O7 260

5 C6H8,3O3,6 137,9 C6H3,1O1,4 97,8 C10H42O6 260

6 C6H8,3O3,6 137,9 C6H0,6O0,5 81,3 C11H14O7 260

OPS 7 C6H7,8O3,5 135,6 C6H3,6O0,7 86,4 C9H19O8 260

8 C6H7,8O3,5 135,6 C5H0,8O1,3 93,3 C15H27O2 260

F.M.: Fórmula molecular. P.M.: Peso molecular / u.m.a.

De la Tabla 5-3 se puede observar la variación de las fórmulas empíricas de los alquitranes, el

valor para el oxígeno es bajo y el del hidrógeno es alto comparado con el del carbono, que

corresponde a la forma de las fórmulas moleculares para éteres heterocíclicos alquilo-fenólicos,

presentes en su mayoría en los alquitranes secundarios que se producen en mayor proporción

de acuerdo al rango de temperaturas trabajado en el reactor como se puede contrastar en la

Figura 2-10 [70]. El peso molecular y el valor de hidrógeno es en cambio mucho menor para

los carbonizados en la cual puede existir una tendencia de disminución cuando existe menor

proporción de material volátil en el sólido [68].

Los valores atómicos obtenidos en estas fórmulas se emplean en las ecuaciones (70) y (71) para

estimar la entalpía de formación estándar de la biomasa, los alquitranes y los carbonizados.

Las entalpías de formación estándar resultaron en su mayoría negativas para todas las especies,

lo que implica que la energía de la ruptura de enlaces de los compuestos elementales es menor

que la energía liberado al unirse para formar dichas especies. Los rangos de entalpias de for-

mación obtenidos se presentan en la Tabla 5-4.

Tabla 5-4. Rangos de entalpías de formación obtenidos entre las pruebas condicionales.

∆𝒉𝑭,𝒎í𝒏𝒊𝒎𝒂𝟎 / MJ kg-1 ∆𝒉𝑭,𝒎á𝒙𝒊𝒎𝒂

𝟎 / MJ kg-1

Biomasa -64,1 -65,3

Carbonizado -57,8 15,1

Gas -606,3 -159,4

Alquitranes -212,0 -15,7


A partir de los resultados del balance de materia mostrado en la Tabla 5-2 y los resultados del

peso molecular obtenido en los resultados mostrados en la Tabla 5-3, se estima la ecuación

empírica de la reacción de gasificación que tiene la forma de la ecuación (88)

𝑂 → (88)

Los valores de los coeficientes estequiométricos para las diferentes pruebas se muestran en la

Tabla 5-5. Solo se considera un coeficiente estequiométrico para el agua en la entrada o salida,

dependiendo de donde se encuentre el mayor valor. En la posición resultante se coloca la

diferencia entre el mayor y el menor coeficiente. Para calcular el avance de la reacción �̇�, que

multiplica la entalpía de reacción en el primer método de estimación del calor requerido del

proceso, se puede emplear cualquier coeficiente conociendo su flujo molar, considerando que

�̇� = ∆�̇�𝑖 𝜐𝑖⁄ .

Tabla 5-5. Coeficientes estequiométricos de las ecuaciones de gasificación empíricas de cada prueba.

Biom 𝑂 Carb Alq 𝑂

OPSP

1 8 37 4 1 6 5 3 3 46

2 10 35 3 1 19 13 7 8 27

3 8 11 2 1 8 6 4 4 18

4 7 83 2 1 20 11 2 6 75

5 8 18 3 1 2 9 4 6 14

6 11 206 1 2 131 39 3 0 183

OPS 7 6 9 3 1 3 6 3 3 10

8 16 95 6 1 30 22 8 13 27

Calores sensibles

La corriente de biomasa y agua líquida de entrada para el análisis del balance de energía se

considera en estado de referencia (25 °C, 1 atm) por lo tanto no se realizan cálculos de calor

sensible aplicados a ésta. Los calores sensibles se calculan para los carbonizados a partir de las

expresiones indicadas en el modelo de Kirov [68] de la Tabla 4-15 . El calor sensible calculado

por este modelo varía entre 1,4 MJ kg-1 para el carbonizado de la prueba OPSP1 y 3,1 MJ kg-

1 para el carbonizado obtenido en la prueba OPSP2.


Para los alquitranes se asume una densidad específica constante de 1,17 de acuerdo a los

reportes de Li y Suzuki [76], y se calculan mediante la ecuación (72). Los calores sensibles

obtenidos por esta correlación varían entre 1,7 MJ kg-1 para la prueba OPSP5 (que alcanza la

menor temperatura de 672,7 °C) y 3,1 MJ kg-1 para la prueba OPSP6 (que alcanza la máxima

temperatura de 982,7 °C).

Para lo gases y el vapor de agua que salen del proceso, las entalpías se calculan de acuerdo a

la ecuación (74), los parámetros se extraen de la base de datos de NIST1 y se muestran en la

Tabla 5-6.

Tabla 5-6. Coeficientes del polinomio integrado de calor sensible para los gases y el vapor de agua1.

𝐻0 − 𝐻298,150 = 𝑎𝑡 + 𝑏 𝑡2 2⁄ + 𝑐 𝑡3 3⁄ + 𝑑 𝑡4 4⁄ − 𝐸 𝑡⁄ + 𝐹 − 𝐻

H2 CO CH4 CO2 H2O (g)

Rango de T /°C 1000-2500 298-1300 298-1300 298-1200 500-1700

a 18,6 25,6 -0,7 25,0 30,1

b 12,3 6,1 108,5 55,2 6,8

c -2,9 4,1 -42,5 -33,7 6,8

d 0,3 -2,7 5,9 7,9 -2,5

e 2,0 0,1 0,7 -0,1 0,1

f -1,1 -118,0 -76,8 -403,6 -250,9

g 156,3 227,4 158,7 228,2 223,4

h 0,0 -110,5 -74,9 -393,5 -241,8

El rango de calor sensible obtenido para el agua es desde 1,3 MJ kg-1 para la prueba OPSP5,

hasta 2,1 MJ kg-1 para la prueba OPSP6. Para los gases producidos en el reactor el rango se

ubica entre las mismas pruebas y va desde 0,9 MJ kg-1 hasta 3,6 MJ kg-1.

Entalpía de gasificación

La entalpía de gasificación se estima a partir del método de las entalpías de formación repre-

sentado en la ecuación (66), que es adecuado para procesos en los cuales se lleva a cabo varias

reacciones de manera simultánea tal y como ocurre en la gasificación de biomasa. Los resulta-

dos obtenidos mediante los métodos de la entalpía de formación se comparan con los obtenidos

1 Disponible en http://webbook.nist.gov/chemistry/


mediante el método del avance de reacción representado en la ecuación (65) y se presentan en

la Figura 5-17.

Figura 5-17. a) Entalpía de gasificación estándar/ MJ kg-1 b) Entalpía de gasificación por método de

las entalpías de formación / kW c) Entalpía de gasificación por el método del avance de reacción/ kW

Se puede observar en la Figura 5-17 que los métodos de entalpía de reacción estándar y de

entalpías de formación dan resultados muy similares para la entalpía de gasificación. Este valor

es mayor a condiciones intermedias de temperatura y relación agua/biomasa.

La composición elemental juega un papel importante pues define la magnitud de las entalpías

de formación y los calores sensibles. De acuerdo a las estimaciones realizadas, éstas últimas

propiedades son mayores en la fase sólida o líquida que en la fase gaseosa, y tienen una ten-

dencia a aumentar con el contenido de carbono. Cuando el carbono se distribuye más en los

carbonizados o alquitranes, la magnitud de entalpía a las condiciones de operación (entalpía

de formación + calor sensible) es mayor. En la sección 5.5. se analiza la conversión de carbono

de la biomasa en las distintas fases.

𝑎. ∆𝐻𝑟0 𝑏. ∆𝐻𝑔𝑎𝑠𝑖𝑓,∆𝐻𝑓

𝑐. ∆𝐻𝑔𝑎𝑠𝑖𝑓,∆𝐻𝑟 𝑑. ∆𝐻𝑔𝑎𝑠𝑖𝑓,𝑃𝐶𝐼


5.5. Desempeño de la gasificación.

Conversión ideal calculada por el modelo aleatorio de poros.

A partir de las expresiones matemáticas del modelo aleatorio de poros y los cálculos presenta-

dos en la sección 4.4.4 se calcula la conversión ideal de carbonizado. La Figura 5-18 representa

la conversión ideal y experimental de los carbonizados de cuesco de palma de aceite a las

distintas condiciones de temperatura media y concentración de vapor de agua de las pruebas

de gasificación en función del tiempo de gasificación.

Se observa que a las condiciones de las pruebas con las más altas temperaturas, OPSP4 a 968,5

°C y OPSP6 a 982,7 °C, el modelo genera perfiles de conversión idénticos debido a que en la

primera se emplea menor temperatura y se compensa con una mayor concentración de vapor

de agua para igualar el comportamiento cinético de la segunda. Los perfiles de estas pruebas

indican que después de 20 minutos de tiempo de gasificación a condiciones ideales se debe

alcanzar el 100 % de conversión del carbonizado, el perfil de la prueba OPSP. El tiempo

requerido para alcanzar conversión completa para la prueba OPSP2 a 904,3 °C, que está a 62

°C por debajo de la OPSP4 se cuadriplica, ratificando la influencia exponencial de la tempe-

ratura. Se observa de igual manera que a una temperatura baja de gasificación representada

por la prueba OPSP5 a 672,7 °C no hay cambios significativos en la conversión al aumentar

el tiempo de gasificación.

La mayoría de las conversiones experimentales se ubican en el rango de 18 ± 6 % (a excepción

de OPSP4 y OPSP6), y son inferiores a las conversiones ideales (a excepción de OPSP3,

OPSP5 y OPSP 7). La conversión experimental que más se acerca a la ideal corresponde al

carbonizado de la prueba OPSP7 (3 % de diferencia). Se debe tener en cuenta inicialmente

que el carbonizado sin gasificar que se considera en los cálculos de conversión experimental se

extraen de resultados de carbonización lenta de acuerdo a la norma ISO 647. Por esta razón,

el carbonizado inicial en la gasificación será menor debido a que existen tasas de calentamiento

muy altas, estimadas entre 45900 y 77456 K/min de acuerdo a los cálculos de la sección 5.1 y

por consiguiente la conversión experimental será menor.

Las diferencias entre la conversión experimental estimada y la conversión ideal pueden deberse

a la existencia de gradientes de concentración de especies y de temperatura en el lecho que


generan reacciones secundarias entre las que se encuentra la repolimerización de alquitranes

que producen más carbonizado.

Figura 5-18. Perfiles de conversión para las diferentes pruebas de gasificación. Los puntos rojos indican

la conversión ideal y los cuadros azules, la conversión experimental en el tiempo de gasificación deter-

minado en cada prueba.

Eficiencia de conversión de carbono

La eficiencia de conversión de carbono con respecto al gas, al carbonizado y a los alquitranes

obtenidos en el proceso se calculan de acuerdo a las ecuaciones 64, 65 y 66 de la sección 4.4.4

respectivamente y se relacionan de acuerdo a su temperatura y relación agua/biomasa de

acuerdo a la Figura 5-19. La distribución del carbono en los alquitranes depende del valor

convergido en el modelo iterativo de ajuste del balance de materia. Para las pruebas OPSP7

y OPSP3 se observa distribución de carbono mayor al 40 % en el carbonizado y en los alqui-

tranes respectivamente, obteniéndose así la menor distribución de carbono en los gases. La


mayor conversión de carbono en los gases se relaciona de igual manera con el gas que presen-

taba mayor rendimiento másico de gas (OPSP6). A mayor distribución de carbono en los gases

se produce un efecto de disminución de carbono más pronunciado en los carbonizados que en

los alquitranes.

Figura 5-19. Eficiencia de conversión de carbono para las distintas pruebas.

Eficiencia de gasificación

A partir de las expresiones matemáticas presentadas en la sección 4.4.4. se realiza el cálculo

de la eficiencia de gas frio y gas caliente para las diferentes pruebas de gasificación. Los resul-

tados se presentan en la Figura 5-20 en el cual se evidencia que la eficiencia de gas caliente es

mayor que la eficiencia de gas frío para todas las pruebas de gasificación.

𝑎. 𝐶𝐶𝑐𝑎𝑟𝑏 / % 𝑏. 𝐶𝐶𝑔𝑎𝑠 / %

𝑐. 𝐶𝐶𝑎𝑙𝑞 / % 𝑑. 𝜔𝑎𝑙𝑞 / %


Figura 5-20. Eficiencia porcentual de gas frío (a), eficiencia porcentual de gas caliente (b) y eficiencia

de gas neto (c) para las diferentes pruebas de gasificación.

La mayor diferencia entre la eficiencia de gas caliente y la eficiencia de gas frío se observa en

la prueba OPSP6 realizada a la temperatura más alta ( 982,7 °C) debido a que el gas producido

presenta mayor cambio de entalpía de 2227,6 kJ/kg y la relación calor sensible/ potencial ener-

gético también es mayor y es de 0,81. La menor diferencia entre estas eficiencias se presenta

en la prueba OPSP5 realizada a la menor temperatura a 672,7 °C en el cual el gas de salida

tiene un cambio de entalpía de 712,5 kJ/kg y la relación calor sensible/ potencial energético es

de 0,11. Para la prueba OPSP6 las eficiencias de gasificación resultan ser mayores al 100 %

debido a que el rendimiento relativo de gas a la biomasa de acuerdo a la Figura 5-5, resulta

𝑏. 𝜂𝑔𝑎𝑠 𝑐𝑎𝑙. 𝑎. 𝜂𝑔𝑎𝑠 𝑓𝑟í𝑜

𝑐. 𝜂𝑔𝑎𝑠 𝑛𝑒𝑡𝑜


ser mayor al 90% y el gas producido tiene un poder calorífico inferior 1,7 veces mayor al de la

biomasa debido a su contenido elevado de hidrógeno. Kumar et al. [74] reportan eficiencias de

gas frío entre 60 y 75 % para distintos tipos y diseños de gasificador y distintas características

del combustible. Las eficiencias obtenidas bajo las condiciones evaluadas son menores debido

a longitudes de lecho y tiempos de residencia más cortos.

La eficiencia de gas neto para cada prueba es mayor que las otras dos eficiencias a excepción

de las pruebas evaluadas a las más altas relaciones A/B. Esto depende de la magnitud del

calor neto del proceso en cada condición, especialmente de los calores aprovechables de los

subproductos que se sustraen del calor de la biomasa y el calor sensible que aporta el agua que

ingresa al proceso. Al existir mayor contribución energética del carbonizado y los alquitranes

la eficiencia neta aumenta, sin embargo, a relaciones A/B muy altas existe mayor calor sen-

sible del agua que ingresa con respecto a la energía del gas producida, y la eficiencia de gas

neto disminuye.

154 0.

6. Perspectivas

En Colombia, se ha evaluado la gasificación de biomasa como alternativa para disponer de

residuos producidos en grandes volúmenes y que se pueden aprovechar energéticamente, o

como proceso para generar energía eléctrica en zonas no interconectadas y para autogeneración

de forma sostenible en diferentes plantas y entidades. El gas producido puede tener propiedades

adecuadas para ser usado en sistemas de cogeneración y producir energía eléctrica, térmica

(para producir vapor) y mecánica (en motores de combustión interna). Algunos gasificadores

en etapa de diseño, construcción y puesta a punto en el país corresponden al gasificador de

lecho fluidizado de carbón usado en la industria ladrillera de San Cristóbal, en Medellín; el

gasificador de lecho fijo en la vereda Nueva Pampa en el municipio de Necoclí para generar

electricidad a partir de madera residual en las playas; y el sistema de gasificación de lecho fijo

con capacidad para producir 40 kW de energía eléctrica a partir de residuos vegetales en el

Jardín Botánico de Bogotá.

El estudio realizado en el presente proyecto ofrece un punto de partida en el análisis de viabi-

lidad de la implementación de la gasificación de cuesco peletizado en un reactor de lecho fijo

con vapor de agua a gran escala a nivel nacional. Los puntos de apoyo para dicho análisis

comprenden los requisitos e insumos, los rendimientos másicos y energéticos, las propiedades

del gas y los factores del desempeño del proceso en función de sus variables operacionales.

Todos los análisis presentados apuntan a determinar condiciones adecuadas para la producción

de gas combustible con buenas propiedades energéticas y gas de síntesis como materia prima

de diferentes productos químicos de alto valor agregado. La información experimental obtenida

para la tecnología de lecho fijo disponible, puede ser un insumo valioso para un modelo de

redes neuronales aplicado a procesos de gasificación con condiciones operacionales y técnicas

similares.

El uso del gas producido a partir de la gasificación de cuesco de palma de aceite peletizado o

en forma granular podría contribuir a la ampliación de la cobertura de los servicios públicos

de Colombia en el sector energético y a la integración de nuevos municipios a la red eléctrica

interconectada nacional dando cabida y cumplimiento al artículo 2.2 de la Ley 142 de 1994.

6. Perspectivas 155

El panorama de producción del sector palmero en Colombia permite visualizar una producción

y tecnificación de aceite de palma y su consiguiente generación de residuos con un crecimiento

acelerado durante las últimas dos décadas. En la sección 2.1. se describe en detalle dicho

panorama. De acuerdo a cifras de Ramírez et al. [109] de Cenipalma en 2015, la producción de

racimos de fruta fresca de la palma de aceite tiene una proyección de 5 Mt/año y el 5,35 % de

estos racimos representa cuesco o pericarpio del fruto en forma triturada. Varios autores re-

portan cifras aproximadas del potencial energético de este residuo, desde 1160 TJ/año [50]

hasta 3429 TJ/año [40].

Los resultados obtenidos de calor excedente de los balances de energía (Figura 5-14 y Anexo

4) y de eficiencia de gas frío ( Figura 5-20 a.) para las diferentes condiciones evaluadas en el

presente proyecto, permiten evaluar el potencial energético del gas producido mediante la ga-

sificación de un determinado flujo de cuesco producido. El potencial energético del gas produ-

cido a partir de un determinado flujo de pellets de cuesco de palma se determina mediante la

ecuación (89). Para un flujo de cuesco en forma granular, el potencial queda definido mediante

la ecuación (90).

𝛾

𝜔𝜂 Δ (89)

𝛾 𝜂 Δ (90)

El flujo de biomasa que ingresa al proceso se calcula considerando que al año hay 2979 horas

laborales en las plantas de procesamiento de los racimos de fruta fresca (RFF) [93], el rendi-

miento de cuesco producido a partir de RFF 𝛾𝑐𝑢𝑒𝑠𝑐𝑜,𝑅𝐹𝐹 se fija en el 5,35%. El contenido de

cuesco en los pellets es del 83 % de acuerdo los resultados obtenidos en la preparación y

composición adecuada de la mezcla aglomerante-cuesco-agua a peletizar presentado en la Fi-

gura 4-40. La humedad del cuesco w𝑐𝑢𝑒𝑠𝑐𝑜 se fija en 9,7 % y la de los pellets w𝑝𝑒𝑙𝑙𝑒𝑡 en 4,8 %.

El PCI del pellet se fija en 18,89 MJ/kg y el del cuesco en 18,97 MJ/kg. Las eficiencias de gas

frío 𝜂𝑔𝑎𝑠 𝑓𝑟í𝑜 se extraen de los resultados presentados en la Figura 5-20 a, y los calores exce-

dentes Δ𝑄𝑒𝑥𝑐0 de la Figura 5-14. Considerando un flujo de 5 Mt/año de racimos de fruta fresca

(RFF), los resultados del potencial energético del gas producido (TJ/año) a partir de pellets

de cuesco y cuesco granular se presentan en la Figura 6-1.

156 6. Perspectivas

Figura 6-1. Potencial energético del gas producido a partir de pellets de cuesco extraído de 5 Mt/año

de RFF.

Se observa que el mejor escenario corresponde a aquel cuyas variables de operación son de

magnitud moderada. En la operación a 987 °C y A/B= 2,4 el potencial estimado es aprox. tres

veces menor al estimado a condiciones de T= 904 °C y A/B = 0,5. Esto es debido a que la

energía requerida por las especies en el reactor como calor sensible es mayor a temperaturas

más altas y el calor latente es mayor a A/B mayores. Estos dos requisitos junto con la entalpía

de gasificación endotérmica hacen menos favorable las condiciones operacionales extremas. Las

bajas temperaturas disminuyen los rendimientos y la calidad del gas, por lo tanto las condi-

ciones moderadas son óptimas.

El panorama análogo en el cual se desea conocer el consumo de RFF para un potencial ener-

gético fijo del gas producido de 3000 TJ/año se presenta en la Figura 6-2. Se observa que para

las condiciones de T= 982,7 °C y A/B= 2,4, el consumo de RFF supera la perspectiva plan-

teada de 5 Mt/año y en ese sentido no hace viable el proceso de producción de gas de síntesis.

Las condiciones de menor consumo requerido de RFF a un potencial energético determinado

coinciden de manera lógica con las condiciones de mayor potencial a una tasa de consumo de

RFF fija.

6. Perspectivas 157

Figura 6-2. Consumo de RFF para la producción de gas con un potencial energético de 3000 TJ/año

158 0.

7. Conclusiones y recomendaciones

Se puede destacar que el cuesco de palma de aceite peletizado es un material adecuado para

la producción de gas de síntesis, ya que se obtienen rendimientos de gas satisfactorios y con

buenas propiedades energéticas. Sin embargo, de acuerdo al comportamiento cinético del ma-

terial, los tiempos de residencia dentro del reactor deben ser mucho mayores con el fín de

mejorar la conversión de sus carbonizados resultantes de la pirólisis.

Durante la puesta a punto del equipo se logran realizar pruebas preliminares para detectar

distintos puntos de falla y de mejora en la instrumentación y en la operación de distintas

partes de la planta. Una vez corregidos y abordados se adquieren nuevos equipos y se diseñan

nuevas metodologías para realizar pruebas de gasificación completas.

Las pruebas de gasificación de pellets de cuesco de palma de aceite desarrolladas permiten

observar el comportamiento de los rendimientos másicos y energéticos de los productos a dife-

rentes condiciones de gasificación con vapor de agua en el reactor de lecho fijo disponible. Es

posible observar tendencias con las variables operacionales en distintas propiedades como la

relación H2/CO y en el poder calorífico del gas de síntesis producido.

La peletización aumenta la densidad del cuesco de palma de aceite en un factor cercano a 1.4

y reduce la humedad promedio en la mitad. Sin embargo este pretratamiento le otorga mayor

valor agregado al cuesco de palma cuando al aumentar el tamaño de partícula promedio,

existe menor proporción de material sin procesar en el depósito de cenizas y existen menor

probabilidad de formación de tortas o aglomeraciones que generen obstrucciones al interior del

reactor.

El comportamiento del material peletizado durante la gasificación no presenta diferencias apre-

ciables con respecto al comportamiento del material granular pues existe mucha mayor in-

fluencia de las condiciones de operación que de las propiedades fisicoquímicas.

El gas producido entre 780 y 980 °C y a relaciones agua-biomasa entre 0,2 y 1,5, presenta un

PCS aproximadamente constante con un valor medio de 17 MJ/kg. Las relaciones másicas de

H2 /CO resultaron entre 0,05 y 0,22 en este rango de las variables de operación. El contenido

de alquitranes en el gas producido tiene una concentración entre 0,08 kg Nm-3 y 0,34 kg Nm-3.

7. Conclusiones y recomendaciones 159

Los rendimientos másicos de gas producido se encuentran entre 30,7 % y 92,5 %. La distribu-

ción energética de la biomasa en el gas producido resulta entre 24,6 % y 156 %. En este caso

donde se supera el 100 % de eficiencia energética, existe una conversión de carbono de biomasa

en el gas de 64,9 %.

Los rendimientos másicos de carbonizado se encuentran entre 9,1 % y 47,5 % existiendo una

tendencia contraria con respecto al rendimiento de gas producido. La mayoría de las pruebas

de gasificación tienen rendimientos de carbonizados próximos a los rendimientos de la biomasa

en pirólisis a tasa de calentamiento. Para disminuir dicho rendimiento y aumentar la conver-

sión se deben ajustar mayores tiempos de residencia del vapor de agua en el lecho.

La relación entre el agua que entra al proceso sobre el agua que sale resulta ser cercana a uno

en todos los casos a excepción de una prueba. Es posible observar que a menores valores de

esta relación existen mayores rendimientos de alquitranes producidos en el proceso.

La prueba de gasificación realizada a la máxima temperatura y relación agua-biomasa ofrece

el máximo rendimiento másico y energético de gas producido. Es posible observar que estos

rendimientos incrementan con ambas variables del proceso.

El proceso de reformado del gas producido para convertirlo en el gas de síntesis consistente en

una mezcla de CO e H2, aumenta la relación H2/CO y el poder calorífico de los gases produci-

dos, especialmente aquellos con alta contenido de metano o aquellos que se producen en con-

diciones de baja temperatura y relación agua-biomasa.

Con el fin de reducir al máximo la incertidumbre presente en la determinación de las cantidades

producidas de carbonizado, alquitranes y gas, se recomiendan los siguientes aspectos:

Implementar medidores de gas en continuo de alta precisión para conocer la cantidad

de gas real producido y analizador de gases en continuo para conocer la evolución de

la producción de gases primarios y de la misma manera identificar posibles hidrocar-

buros de mayor número de carbonos que el metano.

Identificar y corregir la fuente primaria de los fragmentos metálicos que se desprenden

del interior del reactor luego de las pruebas de gasificación y reducir al máximo la

incertidumbre del carbonizado remanente obtenido en el depósito de cenizas.

160 7. Conclusiones y recomendaciones

Implementar el método de la titulación de Karl Fischer ampliamente utilizado en las

refinerías petroleras para la determinación del contenido de agua en los productos con-

densados obtenidos de la gasificación.

Conectar el equipo de la norma de recolección de alquitranes en isopropanol para ana-

lizar la composición química y análisis último que aportar información valiosa acerca

del balance de materia y elementos y de las reacciones que se llevan a cabo al interior

del reactor.

Se requiere realizar un futuro trabajo en la optimización de los parámetros del proceso y el

diseño del gasificador. Considerando mejorar la capacidad mecánica del tornillo alimentador y

la capacidad de succión de gases de la bomba que fueron puntos que limitaron el control de

las variables de operación deseadas en el presente proyecto.

Con el fin de obtener condiciones de operación cercanas a las planteadas dentro del plan expe-

rimental, es necesario que en futuros proyectos con el gasificador de lecho fijo, se realicen varios

ensayos de ajuste dinámico entre los quemadores, la bomba peristáltica y el tornillo alimenta-

dor considerando la capacidad de succión de la bomba principal en el momento de formación

de gases y así evitar intermitencias en la alimentación.

Los carbonizados de cuesco de palma de aceite a bajas conversiones durante la gasificación

pueden presentar propiedades satisfactorias para su uso como carbón activado. Por lo tanto

paralelamente al estudio continuado del gas de síntesis producido, es muy viable realizar estu-

dios de dicha aplicabilidad.

Con el fin de emplear el gas de síntesis en distintas aplicaciones posteriores, se requieren eva-

luar distintos tipos de sistemas para remover material particulado y alquitranes de manera

más eficiente. Esto con el fin de evitar obstrucciones y acumulaciones en zonas en equipos

donde se requiera ser procesado.

8. Bibliografía 161

8. Bibliografía

[1] ABDULLAH , N.. The oil palm wastes in Malaysia. In Biomass now- sustainable

growth and use. Intech, 2013.

[2] ABUADALA, A., DINCER, I., and NATERER, G.F. Exergy analysis of hydrogen

production from biomass gasification. Hydrogen energy, 35 (2010), 4981-4990.

[3] AHMED, I.I., NIPPATUMMAKUL, N., and GUPTA, A.K. Characteristics of syngas

from co-gasification of polyethylene and woodchips. Applied Energy (2011), 165-174.

[4] ARZOLA, N., GÓMEZ, A., and RINCÓN, S. The effects of moisture content, particle

size and binding agent content on oil palm shell pellet quality parameters. Ingeniería e

Investigación, 32, 1 (abril 2012), 24-29.

[5] ATNAW, S.M., SULAIMAN, S.A., and YUSUP, S. Syngas production from downdraft

gasification of oil palm fronds. Energy (2013), 491-501.

[6] BABU, B.V. and SHETH, P.N. Modeling and simulation of reduction zone of

downdraft biomass gasifier: Effect of char reactivity factor. Energy Conversion and

Managment (2006), 2602-2611.

[7] BARATIERI, M. , BAGGIO, P., FIORI, L., and GRIGIANTE, M. Biomass as an

energy source: Thermodynamic constraints on the performance of the conversion

process. Bioresource Technology , 99 (2008), 7063-7073.

[8] BARCO BURGOS, J. Gasificación de cuesco de palma para la obtención de gas

combustible en un reactor de lecho fijo. Tesis de Maestría, Universidad Nacional de

Colombia, Bogotá, 2015.

[9] BARRIO , M. and HUSTAD, J.E. CO2 gasification of birch char and the effect of CO

inhibition on the calculation of chemical kinetis. Progress in Thermochemical Biomass

conversion , 32-46.

[10] BARRIO, M., GOBEL, B., RISNES, H., HENRIKSEN, U., HUSTAD, J.E., and

SORENSEN, L.H. Steam gasification of wood char and the effect of hydrogen

162 8. Bibliografía

inhibition on the chemical kinetics. In WILEY, ed., Progress in Thermochemical

Biomass Conversion. 2008.

[11] BASTIDAS, Silvio and MARTÍNEZ, Orlando. Variabilidad de los segregantes de tres

autofecundaciones ténera de palma de aceite. Revista Palmas, 16, 4 (1995), 19-25.

[12] BASU, P. Biomass gasification and Pyrolysis, Practical Design. ELSEVIER, Oxford,

Reino Unido, 2010.

[13] BHATIA , S.K. and PERLMUTTER, D.D. A random pore model for fluid- solid

reactions: I. Isothermal, Kinetic Model. AIChE J. (1980), 379-386.

[14] BHATIA, S.K. and PERLMUTTER, D.D. A random Pore Model for Fluid-Solid

Reactions: II. Diffusion and Transport Effects. AIChE (1981), 247-254.

[15] BEHRENDT, F., NEUBAUER, Y., ÖVERMANN, M., and WILMES, B. Direct

liquefaction and biomass. Chemical Engineering Technology , 31, 5 (2008), 667-677.

[16] BEHRINGER, T., KLOSE, W., REUFER, F., and STUELPNAGEL, R. Investigation

for a cheap estimation of the net calorific value of different biomasses. ( 1992), 7th EC

Conf. on Biomass for Energy and Environment, Agiculture and Industry.

[17] BHATTACHARYA, SC, SAUNIER, GY., SHAH, N., and ISLAM, N. Densification of

biomass residues in Asia. Bioenergy & Biomass conversion (1985), 559-563.

[18] BLASI, C. Combustion and gasification rates of lignocellulosic chars. Progress in

energy and combustion science, 35 (2009).

[19] BOIE, W. Vom Brennstoff zum Rauchgas. Teubner, Leipzig, 1957.

[20] BRIDGEWATER, A.V. The technical and economic feasibility of biomass gasification

for power generation. Fuel, 74, 5 (1995), 631-653.

[21] BUDHATOKI, R. Three zone modeling of downdraft biomass gasification: Equilibrium

and finite kinetic approach (2013), 1-96.

[22] CARGNELUTTI , M. Temperatura, composición y propiedades de los gases producto

de la combustión de la biomasa. Int. Sugar Jnl., 98, 1168 (1996).


[23] CASTRO PIRACOA, L. H.. Montaje y puesta en marcha de gasificador para

producción de gas combustible por medio de gasificación de cuesco de palma. Tesis de

Pregrado, Universidad Nacional de Colombia, Bogotá, Colombia, 2014.

[24] CHEN, W., CHEN, C., HUNG, C., SHEN, C., and HSU, H. a comparison of

gasification phenomena among raw biomass, torrefied biomass and coal in an entrained

flow-reactor. Applied Energy, 112 (2013), 421-430.

[25] DEMIRBAS, A. Biorefineries: Current activities and future developments. Energy

Conversion and Management, 50 (2009), 2782-2801.

[26] DEVI, L., PTASINSKI, KJ, and JANSSEN, FJJG. A review of the primary measures

for tar elimination in biomass gasification processes. Biomass & Bioenergy , 24 (2003),

125-140.

[27] DIEBOLD, J.P. and BRIDGWATER, A.V. Overview of fast pyrolysis of biomass for

the production of liquid fuels. Blackie Academic &Professional , 1997.

[28] DÖRING, Stefan. Power from pellets: technology and applications. Springer Science

and business media (2012).

[29] DRYDEN, I. Chemistry of coal and its relationship to coal carbonization. Fuel, 193-

214 (1957).

[30] EDUCA_ENDESA. Conceptos básicos: La energía. Disponible en:

https://www.endesaeduca.com/Endesa_educa/recursos-interactivos/conceptos-

basicos/i.-la-energia-y-los-recursos-energeticos, Consultado el 17/11/2016, 2014.

[31] EISERMANN, W., JOHNSON, P. , and CONGER, W.L. Estimating thermodynamic

properties of coal, char, tar and ash. Fuel Processing Technology, 3 (1980), 39-53.

[32] ENCINAR, JM, GONZÁLEZ, J.F., and RODRÍGUEZ, J.J. Catalyzed and

uncatalyzed steam gasification of eucalyptus char: influence of variables and kinetic

study. Fuel, 14, 2025-2036.


[33] ESCALANTE HERNÁNDEZ, H., ORDUZ PRADA, J., ZAPATA, H., and

CARDONA, M. Atlas del Potencial Energético de la Biomasa Residual en Colombia.

2008.

[34] FAAIJ, A. Modern biomass conversion technologies. Mitigation and adaptation

strategies for global change, 11 (2006), 343-375.

[35] FAO. Wood gas as engine fuel. FAO Forestry department , Roma, Italia, 1986.

[36] FEDEPALMA. Guía ambiental para el subsector de la agroindustria de la plama de

aceite. Bogotá D.C., 2002.

[37] FEDEPALMA. La agroindustria de la palma de aceite en Colombia y en el mundo.

2007-2011.

[38] FELDER , R. and ROUSSEAU , R. Elementary principles of chemical processes. John

Wiley & Sons, Inc. , 2005.

[39] FLÓREZ R., D.F., BARCO B., J., and RINCÓN PRAT, S.L. Análisis comparativo de

la carbonización de cuesco de palma de aceite en reactores de lecho fijo. Tecnura, 20,

49 (julio 2016), 45-58.

[40] FORERO, C., CEDIEL, A., and RIVERA, J. Estudio preliminar del potencial

energético de cuesco de palma y cáscara de coco en Colombia. Ingeniería solidaria, 8,

14 (2012), 19-25.

[41] FRANKE, G. Nutzpflanzen der Tropen und Subtropen. UTB, Stuttgart, 1994.

[42] FUSHIMI, C., ARAKI, K., and YAMAGUCHI, Y. Effect of heating rate on steam

gasification of biomass 1. Reactivity of char. Industrial & Engineering Chemistry

Research , 42 (2003), 3922-3928.

[43] GARCÍA FERNÁNDEZ, L.E. Obtención de gas combustible a partir de la gasificación

de biomasa en un reactor de lecho fijo. Tesis de Maestría, Universidad Nacional de

Colombia, Bogotá, 2011.

[44] GARCÍA, J.A., CÁRDENAS, M.M. , and YÁÑEZ, E.E. Generación y uso de biomasa

en plantas de beneficio de palma de aceite en Colombia. Revista Palmas, 31, 2 (2010).


[45] GÓMEZ M., A. Investigación del proceso de gasificación de biomasa en un gasificador

en paralelo. Tesis de Pregrado, Universidad Nacional de Colombia, Bogotá, Colombia,

2002.

[46] GÓMEZ, A., KLOSE, W., and RINCÓN, S. Pirólisis de Biomasa, Cuesco de Palma.

Kassel University Press, Kassel, 2008.

[47] GÓMEZ, A., RINCÓN, S., and KLOSE, W. Carbón activado de cuesco de palma.

Kassel University Press, Kassel, 2010.

[48] GONZÁLEZ T., J. Panorama de la agroindustria de la palma de aceite en Colombia y

en la zona norte del pais: Situación actual, retos y perspectivas. Fedepalma, Montería.,

2013.

[49] GRAHAM, RG and BAIN, R. Biomass gasification- hot gas cleanup.. IEA

(International Energy Agency), 1993.

[50] GUÍO P., D. C., RINCÓN P., S. L. , CÁCERES M., D. A. , and TIBOCHA G. , D.

A.. Suitability analysis of residual biomass in Colombia for gasification in fluidized

bed- Theoretical and Technical Energy Potential. (Ámsterdam 2016), Memorias

EUBCE.

[51] HARLEY, C.W. The Oil Palm. 1967.

[52] HASLER, P., NUSSBAUMER, T., and BÜHLER, R. Vergasung von Biomasse für die

Methanol-Synthese. (Berna 1994), Swiss Federal Office of Energy.

[53] HEIDENREICH, S. and FROSCOLO, P.U. New concepts in biomass gasification.

Progress in energy and combustion science (2015), 72-95.

[54 HERNÁNDEZ, H., PRADA, J., ZAPATA, H., CARDONA, M., and ORTEGA, D.

Atlas del potencial energético de la biomasa residual en Colombia. 2010.

[55] HEROD, A.A., LADNER, W.R., and STOKES, B.J. Coal tar analysis by LC/MS.

National coal Board , Cardiff, Reino Unido, 1986.


[56] HIGMAN , C. and van der BURGT , M. Gasification. Golf Professional Publishing /

Elsevier , 2008.

[57] HODGE, B.K. Biomass (Capítulo 12). In Alternative Energy Systems and

Applications. Wiley.

[58] HOLLEY, C.A. The densification of biomass by roll briqueting, proceedings of the

Institute for Briquetting and Agglomeration. IBA (1983), 95-102.

[59] HOLM, J.K., HENRIKSEN, U.B., and HUSTAD, J.E. Toward an understanding of

controlling parameters in softwood and hardwood pellets production. Energy and fuels

(2006), 2686-2694.

[60] HOOGWIJK, M., FAAIJ, A., van den BROEK, R. , and et al. Global potential of

biomass for energy from energy crops under four GHG emission scenarios PART A:

The geographic potential. Biomass and Bioenergy , 25, 2, 119-133.

[61] HYMAN , D. and KAY, W.B. Heat capacity and content of tars and pitches. Ind.

Eng. Chem. , 41, 1764-1768.

[62] I.E.A. Total primary energy Supply World. 2013.

63] I.E.A. World energy investement outlook. 2014.

[64] ISO (INTERNATIONAL ORGANIZATION FOR STANDARIZATION). Solid

biofuels - Determination of mechanical durability of pellets and briquettes- Part 1:

Pellets.. ISO/TC 238 N117 , -, 2011.

[65] ISO. Brown coals and lignites- Determination of the yields of tar, water, gas and coke

residue by low temperature distillation. ISO-647, Suiza, 1974.

[66] KALIYAN , N. and MOREY, R. Factors affecting strength and durability of densified

biomass products. Biomass and Bioenergy, 33 (2009), 337-359.

[67] KINOSHITA, CM., WANG, Y., and ZHOU J. Tar formation under different biomass

gasification conditions. Journal of analytical and applied biomass (1994), 169-181.

[68] KIROV, N.Y. Specific heats and total heat contents of coals and related materials at

elevated temperatures. Br. Coal Util. Res. Asoc. Mon. Bull., 29, 33-57.


[69] KITANI, O. and HALL, C.W. Biomass Handbook. Gordon & Breach Science

Publishers, 1989.

[70] KLEIN, A. Gasification: An alternative process for energy recovery and disposal of

Municipal Solid Wastes. Columbia, University, 2002.

[71] KNOEF, H.A.M. Handbook Biomass Gasification. BTG Publisher, Enschede, Holanda,

2005.

[72] KONG, S., LOH, S., and BACHMANN, R. Biochar from oil palm biomass: A review

of its potential and challenges. Renewable and sustainable energy reviews (2014), 729-

739.

[73] KUMAR, A.. Thermochemical Biomass Gasification: A review of the current status od

the technology. Energies, 2 (2009), 556-581.

[74] KUMAR, A., ASHOKKUMAR , S., and PUSHPAK, B. Biomass Gasification and

syngas utilization. In Wang, Lijun, ed., Sustainable bioenergy production. 2014.

[75] KWS Manufacturing Company LTD.. Screw conveyor and bucket elevator engineering

guide. KWS Design engineering manufacturing, Burleson, Texas, EEUU, Catálogo SC-

1103.

[76] LI , C. and SUZUKI, K. Tar property, analysis, reforming mechanism and model for

biomass gasification- An overview. Renewable and Sustainable Energy Reviews , 13

(2009), 594-604.

[77] LILIEDAHL , T. and SJÖSTRÖM, K. Modelling of char-gas reaction kinetics. Fuel

(1997), 29-37.

[78] LI, Y. and LIU, H. High- Pressure densification of wood residues to form an upgraded

fuel. Biomass and Bioenergy , 19 (2000), 177-186.

[79] LINDLEY , J. and VOSSOUGHI, M. Physicl properties of biomass briquettes.

Transactions of the ASAE, 32 (1989), 361-366.

[80] LOWRY, H. H. Chemistry of Coal Utilization. Wiley, New York.


[81] LUCAS, C., SZEWCZYK, D., and BLASIAK, W. High-Temperature air and steam

gasification of densified biofuels. Biomass and Bioenergy , 27 (2004), 563-575.

[82] MANIATIS, K. Progress in Biomass Gasification: an Overview. In Bridgewater, A.,

ed., Progress in Thermochemical Biomass Conversion. Oxford, 2001.

[83] MANI, S., SOKHANSANJ, S. , BI, X., and TURHOLLOW, A.. Economics of

producing fuel pellets form biomass. Appl Eng Agric , 22:421e6 (2006 ).

[84] MANI, S., TABIL, L.G., and SOKHANSANJ, S. An overview of compaction of

biomass grinds. Powder Handling & Processing, 15, 2 (2003), 1-9.

[85] MARTÍNEZ, J.D., MAHKAMOV, K., ANDRADE, R., and SILVA LORA, E. Syngas

production in downdraft biomass gasifiers and its application using internal

combustion engines. Renewable Energy, 38, 1-9.

[86] MASON, DM and GANDHI, KN. Formulas for caculating the calorific value of coal

and coal chars: development, tests, and uses. Fuel process technology, 7 (1983), 11-22.

[87] MCKENDRY, P. Energy production from biomass (Part 1): overview of Biomass.

Bioresource Technologie, 83 (2002), 37-46.

[88] MCKENDRY, P. Energy Production from Biomass (Part 2): conversion technologies.

Biosource Technology, 83 (2001), 47-54.

[89] MCKENDRY, P. Energy production from biomass (part 3): gasification technologies.

Bioresource Technology (2002), 55-63.

[90] MEHRLING, P. and VIERRATH, H. Gasification of lignite and wood in the Lurgi

circulating fluidized-bed gasifier. Electric Power Reasearch Institute EPRI, Portland,

1989.

[91] MESA D., J. La agroindustria de la Palma de Aceite en Colombia. Fedepalma,

Bogotá., 2013.

[92] MILNE, T.A. and EVANS, R.J. Biomass Gasifier Tars: Their Nature, Formation, and

Conversion. Natl. Renew. Energy Laboratory (1998), 1-204.


[93] MMA (MINISTERIO DEL MEDIO AMBIENTE). La situación ambiental de la

cadena de oleaginosas (palma de aceite en Colombia). Dirección general de desarrollo

sostenible , Bogotá, 1998.

[94] MOLINO, A., CHIANESE, S., and MUSMARRA, D. Biomass gasification technology:

The state of the art review. Journal of Energy Chemistry (2016), 10-25.

[95] MORETZSOHN, M.C., FERREIRA, M.A., AMARAL, ZPS., and et al. Genetic

diversity of Brazilian oil palm germplasm collected in the Amazon Forest. Euphytica,

124, 1 (2002), 35-45.

[96] MUKUNDA, H.S., DASAPPA, S., PAUL, P J , and RAJAN, NKS. Thermo-Chemical

Conversion of Biomass- a Retrospective and a Prospective. Indian Institute of Science

, Bangalore.

[97] NARVAEZ, I., ORIO, A., and AZNAR, MP. Biomass gasification with air in an

atmospheric bubbling fluidized bed- effect of six operational variables on the quality of

produced raw gas. Industrial and Engineering Chemistry Research , 35 (1996 ), 2110-

2120.

[98] OBAHAGBON , F.. A reviwe: aspects of the African Oil palm and the implications of

its bioactive in Human Health. American Journal of Biochemistry and Molecular

Biology, 10, 3923 (2012), 1-14.

[99] OBERNBERGER and THEK, G. Combustion and gasification of solid biomass for

heat and power production in europe- state of the art and relevant future

developments. (Vilamoura, Portugal 2008), 8th Conference on Industrial Furnaces and

Boilers.

[100] OJEDA, J.B. Uso del cuesco de la palma africana en la fabricación de adoquines y

bloques de mampostería. Seventh LACCEI Lat. Amercican Caribb. Conf. Eng.

Technol (2009), 1-10.

[101] PATIÑO M., P. E.. Biomasa residual vegetal: Tecnologías de transformación y estado

ectual. Innovaciencia, 2, 1 (2014), 45-52.


[102] PELHEAT. The Beginners Guide to Pellet Production. Disponible en:

www.pelheat.com/The_Complete_Pellet_Production_Guide.php, Reino Unido, 2006.

[103] PICKARD, G., ROLL, W., and RAMSER, H. Fundamentals of hay wafering.

Transactions of the ASAE , 4 (1961), 65-68.

[104] PIETSCH, W. Agglomeration Processes: Phenomeno, Technologies, Equipment.

Wiley-VCH verlag GmbH, Weinheim, Alemania, 2002.

[105] PISKORZ, J., SCOTT, D.S., and RADLIEN, D. Composition of oils obtained by fast

pyrolysis of different woods. In Pyrolisis oil form biomass: producing, analyzing and

upgrading. 1988.

[106] PROBSTEIN, R.F. and HICKS, R.E. Synhetic Fuels. Dover publications, 2006.

[107] QIN, K. Entrained flow gasification of biomass. Tesis de Ph.D. en Ingeniería química,

Kongens Lyngby, Dinamarca, 2012.

[108] QUAAK , P., KNOEF, H., and STASSEN, H. Energy from Biomass A Review of

Combustion and Gasification Technologies. World Bank Technical Paper No. 422,

1999.

[109] RAMÍREZ, N., ARÉVALO, A., and GARCÍA, J. Inventario de la biomasa disponible

en plantas de beneficio para su aprovechamiento y caracterización fisicoquímica de la

tusa en Colombia. Palmas, 36, 4 (2015), 41-54.

[110] REED, T. and DAS, A. Handbook of Biomass Downdraft Gasifier Engine Systems.

The Biomass Energy Foundation Press, Golden , EE.UU, 1988.

[111] RICHARDS, SR. Physical testing of fuel briquettes. Fuel Processing Technology, 25

(1990), 89-100.

[112] RINCÓN PRAT, S.L. Gasificación de biomasa residual de procesamiento

agroindustrial. Informe preliminar final técnico y de ejecución financiera del proyecto,

Universidad Nacional de Colombia, Bogotá, 2010.

[113] RINCÓN, S.L., GÓMEZ, A., and KLOSE, W. Gasificación de biomasa residual de

procesamiento agroindustrial. Kassel University Press, Kassel, 2011.


[114] ROBOHM, K. and APELT, J. Die automatische Spaltweiterwerstellung. Die Mühle

und Mischfuttertechnik, 126 (1989), 271-275.

[115] RUMPF, H. The strength of granules and agglomeration. In WA, Knepper, ed.,

Agglomeration. Wiley, 1962.

[116] SAH, P., SINGH, B., and AGRAWAL, U. Compaction behaviour of straw. Journal of

agricultural engineering , 18 (1980), 89-96.

[117] SENNECA, O. Kinetics of pyrolysis, combustion and gasification of three biomass

fuels. Fuel processing technology (2007), 87-97.

[118] SHIVAKUMAR, A.R., JAYARAM, S.N., and RAJSHEKAR, S.C. Inventory of

existing technologies on biomass gasification. Karnataka State Council for Scuience

and Technology, New Delhi, 2008.

[119] SMEETS, E., FAAJI, A., and LEWANDOWSKY, I. A quickscan of global bio-energy

potentials to 2050- an analysis of the regional availability of biomass resources for

export in relation to underlying factor. NOVEM and Essent, Copernicus Institute-

Utrecht University , 2004.

[120] SRIVASTAVA, AC., BILANSKI, WK, and GRAHAM, V.A. Feasibility of producing

large-size hay wafers. Canadian agricultural engineering , 23 (1981), 109-112.

[121] STASSEN, H.E.M. Strategies for upgrading producer gas from fixed bed gasifier

systems to internal combustion engine quality. Biomass gasification working group,

1993.

[122] TABIL, L., ADAPA, P., and KASHANINEJAD, M. Biomass feedstock Pre-

processing- Part 1: Pre-Treatment. InTech, Canadá, 2011.

[123] TABIL, L., ADAPA, P., and KASHANINEJAD, M. Biomass feedstock Pre-

Processing- Part2: Densification. Intech, Canadá.

[124] THOMAS, M. and van der POEL, A. Physical quality of pelleted animl feed 1.

Criteria for pellet quality. Animal Feed Science and Technology , 61 (1996), 89-112.


[125] TUMURULU , J.S., WRIGHT, C., KENNY, K., and HESS, R. A review on Biomass

Densification Technologies for Energy Application. Idaho National Laboratory, Idaho

falls, 2010.

[126] TURKENBURG, W.C. and FAAIJ, A. Renewable Energy Technologies. In World

Energy Assessment of the United Nations UNDP. New York , 2000.

[127] TURNER, R. Bottomline in feed processing achieving optimum pellet quality. Feed

Mangement, 46 (1995), 30-33.

[128] UEMURA, Y., SAADON, S., OSMAN, N., and MANSOR, N. Torrefaction of oil palm

kernel shell in the presence of oxygen and carbon dioxide. Fuel (2015), 171-179.

[129] UPME, IDEAM, COLCIENCIAS, and U.I.S. Atlas del potencial energético de la

biomasa residual en Colombia. Ministerio de Agricultura, ICA, IGAC, IPES,

Corpoica., 2009.

[130] UPRA, UNIDAD DE PLANEACIÓN RURAL AGROPECUARIA. Zonificación para

plantaciones forestales con fines comerciales. Colombia escala 1:100.1000 Memoria

Técnica, 2014.

[131] VAN DE STEENE , L. , TAGUTCHOU, J.P., and MERMOUD, F. A new

experimental continous fixed bed reactor to characterise wood char gasification. Fuel,

89 (2010), 3320-3329.

[132] WALKER, P., RUSINKO, F., and AUSTIN, L. Gas reactions of carbon. Advances in

catalysis II (1959), 133-221.

[133] WANG, L., WELLER, C., JONES, D., and HANNA, M. Contemporary issues in

thermal gasification of biomass and its application to electricity and fuel production.

Biomass and Bioenergy, 32 (2008 ), 573-581.

[134] WARNECKE, R. Gasification of biomass: Comparison of fixed bed and fluidized bed

gasifier. Biomass and Bioenergy, 18 (2000), 489-497.

[135] WESTERMANN, G. Métodos de la industria química. Reverté, Barcelona, 1987.


[136] WINOWSKY, T. Examining a new concept in measuring pellet quality: which test is

best? Feed Management , 49 (1998), 23-26.

[137] YOUNG, L. and PFOST, H. Mechanical durability of feed pellets. Transactions of the

ASAE, 6 (1963), 145-150.

[138] ZAINAL, Z., RIFAU, A., QUADIR, G., and SEETHARAMU, K. Experimental

investigation of a downdraft biomass gasifier. Biomass and Bioenergy (2002), 283-289.

[139] ZAPATA SAAD, A.J. Investigación del efecto de los parámetros de elaboración de

pellets de cuesco de palma en el proceso de pirólisis. Tesis de Maestría, Universidad

Nacional de Colombia., Bogotá, 2016.

ANEXO 1. ACTIVIDADES REALIZADAS

Caracterización de sólidos

Experimental:

Análisis próximo

Análisis último

Densidad a granel

Tamaño de partícula

Con correlaciones empíricas:

Poder calorífico

Calor específico

Entalpía de formación es-

tándar

Caracterización de líquidos

Experimental:

Contenido de agua me-

diante prueba de Xileno


Poder calorífico.

Calor específico

Entalpía de formación

estándar

Caracterización de gases

Experimental:

Composición mediante croma-

tografía de gases


Poder calorífico.

Análisis último.

Calor específico

Densidad

Entalpía de formación están-

dar

Caracterización de Pellets

Experimental:

Índice de durabilidad

Porcentaje de polvos

1. Evaluación de parámetros adecua-

dos de peletización en peletizadora

de platos y rodillos sin aglome-

rante variando Tp, % H

2. Evaluación de parámetros adecua-

dos de peletización con aglomerante

variando ωAglom., % H

3. Rendimiento de productos de car-

bonización lenta (Norma ISO 647)

1. Prueba de hermeticidad

Tasa de pérdida de presión

máxima admisible.

2. Prueba de calentamiento

Tasa de calentamiento

Máxima temperatura alcanza-

ble

Desviación de temperatura en

período estable

3. Sistema de alimentación

Curva de calibración

4. Sistema de dosificación de agua

Curva de calibración

5. Prueba de pirólisis

Capacidad de recolección de

condensados

Protocolo de instrumentación

y pesajes

GASIFICACIÓN DE PELLETS DE CUESCO

Condiciones planeadas

CARACTERIZACIÓN FISICOQUÍMICA

FABRICACIÓN DE PELLETS

ADECUACIÓN Y PUESTA A PUNTO

DESARROLLO DEL PLAN EXPERIMENTAL

Investigación de la influencia de los pará-

metros de fabricación de pellets en la pele-

tización por prensa hidráulica **

Desarrollo de pruebas preliminares de gasifica-

ción con cuesco de palma granulado **

Balance de materia y

elementos.

Balance de energía

Determinación de los

criterios de desempeño

de gasificación

MANEJO DE DATOS EXPERIMENTALES

Condiciones resultantes

** Desarrollados en o junto con otros

proyectos de maestría en el grupo de in-

vestigación.

OPSP1:

OPSP2:

ANEXO 2: DIAGRAMAS DE OPERACIÓN

OPSP3:

OPSP4:

OPSP5:

OPSP6:

OPS7:

OPS8:

OPSP1:

OPSP2:

ANEXO 3: BALANCES DE MATERIA

OPSP3:

OPSP4:

OPSP5:

OPSP6:

OPS7:

OPS8:

OPSP1:

OPSP2:

ANEXO 4: DISTRIBUCIÓN ENERGÉTICA

OPSP3:

OPSP4:

OPSP5:

OPSP6:

OPS7:

OPS8:

obtención de gas de síntesis a partir de la gasificación ... · palabras clave: gas de...

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