Secado de lignito de diversos orígenes en un secador de lecho fluidizado toroidal a escala piloto utilizando calor de baja calidad

AResumen

Se realizó un estudio experimental para lignitos de diferentes lugares de origen, es decir, Polonia, Grecia, Rumania y Australia, utilizando un secador de lecho toroidal. El tema de la investigación fue el efecto de la temperatura en la eficiencia del secado, incluida la pérdida de contenido de humedad con el tiempo bajo condiciones de secado fijas. El objetivo principal era confirmar la posibilidad del uso de un lecho toroidal como base para un sistema de secado que pudiera utilizar calor de baja calidad de fuentes como los gases de combustión de una caldera y determinar los parámetros óptimos para dicho sistema. El estudio realizado ha demostrado de manera concluyente la viabilidad del uso de fuentes de calor de baja temperatura para secar lignito en un lecho toroidal. Se pudo lograr un contenido de humedad del 20% para la mayoría de los lignitos probados, utilizando el lecho toroidal, con tiempos de residencia razonablemente cortos (aproximadamente 30 min) y una temperatura del aire tan baja como 60 °C. Además, el cambio de la distribución del tamaño de partícula, en cierta medida, afectó el contenido de humedad final debido al arrastre de partículas finas húmedas. El estudio también determinó que el desgaste de las partículas en el lecho es parcialmente responsable de la generación de finos.

Palabras clave:

el secado;lignito;lecho toroidal;desgaste;Eficiencia energética

1. Introducción

1.1 Secado del lignito

El lignito es un combustible fósil sólido que se utiliza principalmente para la generación de energía. A pesar de los recientes aumentos en la potencia instalada de fuentes de energía renovable, el uso de lignito sigue siendo significativo en todo el mundo. En 2015, la extracción mundial de lignito alcanzó casi 811 millones de toneladas [1], incluidas 399 millones de toneladas extraídas en toda la UE [2]; la proporción de producción de energía procedente del lignito supera el 20 % en varios países como Australia, Bulgaria, República Checa, Alemania, Grecia, Polonia, Rumania, Serbia y otros [2]. El lignito es un combustible sólido de bajo rango [3], caracterizado por un alto contenido de humedad. Reducir el contenido de humedad del lignito antes de su utilización puede aumentar su valor calorífico, reducir el coste de su transporte a larga distancia y reducir las emisiones de gases de efecto invernadero derivadas de su utilización. El secado también es un prerrequisito típico para las tecnologías destinadas a producir productos de alto valor añadido a partir del lignito, como enmiendas del suelo [4]. Por lo tanto, una investigación encaminada a racionalizar el uso del lignito y al mismo tiempo aprovechar el calor de baja calidad que de otro modo se habría desperdiciado, parece estar bien justificada.

Recientemente se ha realizado una gran cantidad de trabajo sobre los aspectos fundamentales del secado del lignito. Park et al. investigaron el impacto del tiempo de secado, la temperatura y la velocidad del agente secante en la eficiencia de secado del lignito de Indonesia y desarrollaron un modelo matemático que permitiría predecir el contenido de humedad en función del tiempo de residencia y las condiciones de secado [5]. Si et al. investigaron un secado en lecho fluidizado asistido por microondas de tres etapas de lignito en trozos de Shengli y determinaron que la porosidad del lignito seco disminuía con el aumento de la potencia de las microondas [6]. Song et al. determinaron que el contenido de humedad general del lignito del este de Mongolia Interior disminuyó más rápidamente con una mayor potencia de microondas [7]. Pusat y Herdem determinaron las características de secado del lignito turco Konya-Ilgin en un secador de lecho fijo [8]. El estudio determinó que el tiempo de secado requerido aumentó con el aumento de la altura del lecho, y el efecto de la temperatura en la velocidad de secado aumentó con el aumento de la altura del lecho [8]. Yang et al. probaron experimentalmente la reabsorción de humedad por parte del lignito después del secado en un lecho fijo y determinaron el mayor rendimiento de humedad reabsorción para el lignito secado a 100 °C debido a la alta relación de volumen relativo de los mesoporos [9] Feng et al. investigaron el efecto de la expresión térmica mecánica en la estructura del lignito y determinaron cambios en el volumen de poros entre el lignito crudo y los lignitos secados a temperaturas de secado entre 120 °C y 150 °C bajo presiones de 10 MPa y 30 MPa respectivamente [10]. Wen et al. investigaron la cinética de secado del lignito crudo y rehumedecido y determinaron que la velocidad de secado del primero era más lenta en comparación con el segundo [11]. Además, el estudio encontró que el coeficiente de difusión efectivo para el lignito humectado era mayor que el valor correspondiente para el lignito crudo [11].

Pawlak-Kruczek et al. realizaron un estudio que involucró tanto la investigación experimental como la simulación numérica del secado de lignito en un lecho fluidizado, utilizando un agente de secado de baja temperatura (aire, máx. 50 °C) [12]. El estudio ha demostrado la viabilidad general del concepto de utilización de una fuente de calor de baja temperatura. Además, el estudio reveló la importancia de factores como las propiedades estructurales del lignito junto con su contracción durante el secado [12]. Agraniotis et al. compararon simulaciones de CFD con resultados experimentales de una instalación de combustión de combustible pulverizado de 1 MWth [13]. Los resultados mostraron una buena concordancia entre la simulación y los resultados experimentales. Las temperaturas medidas a lo largo del eje del horno, especialmente en la parte inferior del mismo, fueron las más altas en el caso de la cocción de lignito seco, donde los vapores y el gas portador no se recirculaban en el horno [13]. Esto parece estar en buen acuerdo con los resultados de otro estudio, realizado por Tahmasebi et al., que investigó la relación entre el contenido de humedad y la ignición de las partículas de lignito chino e indonesio [14]. Este estudio determinó que el aumento del contenido de humedad del lignito probado retrasó significativamente su ignición.14]. Las simulaciones numéricas realizadas por Drosatos et al. demostraron que el uso de lignito presecado puede mejorar la flexibilidad de la caldera y permitir su funcionamiento con una carga extremadamente baja, igual al 35% de la carga nominal [15]. Komatsu et al. realizaron experimentos que implicaban el secado de partículas gruesas de lignito, utilizando vapor sobrecalentado a entre 110 °C y 170 °C [16]. El estudio concluyó que el valor de la tasa de secado, durante el período de tasa de secado constante, dependía únicamente de la temperatura y el tamaño de partícula de lignito, mientras que la relación durante el período de tasa de secado decreciente era mucho más complicada debido a las grietas que comenzaron a formarse en la superficie de la partícula seca [16]. Pusat et al. investigaron el secado del lignito turco en un lecho fijo, utilizando aire de secado a temperaturas entre 70 °C y 130 °C y velocidades entre 0,4 y 1,1 m/s [17]. El tamaño de partícula del lignito varió entre 20 y 50 mm y para partículas tan gruesas no se observó un período de velocidad de secado constante durante los experimentos realizados [17]. Sciazko et al. realizaron investigaciones experimentales sobre la influencia de las propiedades petrográficas en las características de secado del lignito de Turoszów en el secado con vapor sobrecalentado [18]. La investigación se realizó utilizando partículas esféricas de 5 mm y 10 mm, con temperaturas que oscilaron entre 110 °C y 170 °C [18] y concluyó que el tiempo de secado, la velocidad de secado, los gradientes de temperatura, el agrietamiento y el comportamiento de contracción dependen del litotipo del lignito probado [18].

La rotura y el desgaste durante el secado del lignito australiano en un lecho fijo y un lecho fluidizado a una temperatura de 130 °C fueron objeto de un extenso estudio realizado por Stokie et al. [19]. El estudio concluyó que la principal causa de rotura es la transición entre agua a granel y agua no congelable [19]. Los cambios en el tamaño de partícula entre el lecho fijo pequeño y el lecho fluidizado pequeño (muestra de 10 g), indicados por el diámetro d50, fueron insignificantes. No obstante, se observó una diferencia significativa en el cambio en el tamaño de partícula para el lecho fluidizado grande (tamaño de muestra 3 kg), lo que indica la gran influencia del efecto de la escala del lecho.

1.2. Reactor de lecho toroidal

El reactor de lecho fluidizado toroidal es un tipo especial de reactor de lecho fluidizado, con un sistema de distribución de gases que consta de aspas en ángulo, ubicadas en la parte inferior del reactor [20]. Esta disposición permite intensificar el rendimiento del lecho [21,22], es decir, intensificación de la transferencia de calor y masa [20,21] así como una mezcla mejorada [21,23,24]. Esto se debe al patrón de flujo de vórtice y es característico de todos los reactores de vórtice [24,25,26,27]. En términos del rendimiento del reactor, permite un mayor rendimiento (mayor productividad) con tiempos de residencia reducidos [28]. La mayor parte del trabajo publicado hasta ahora sobre este tipo de lechos implica varios tipos de procesamiento térmico [29,30], proceso de calcinación [31] o intensificación de la sorción para la captura de carbono [32]. Existe escasa información sobre el secado en dichos lechos fluidizados con patrones de flujo toroidal [33Este estudio pretende abordar esta brecha de conocimiento.

1.3. Finalidad, alcance y aspectos novedosos de la obra realizada

Como se muestra enSección 1.1El secado del lignito es un proceso complejo que depende de muchos parámetros (temperatura, tiempo de residencia, agente secante, método de secado y propiedades del lignito). Existe una laguna en el conocimiento sobre la cinética de secado y el consumo de energía para el secado en lechos toroidales altamente turbulentos. Además, es un requisito previo para cualquier estudio que tenga como objetivo la integración de tales secadores, que utilizan calor residual de baja calidad, en las centrales eléctricas de lignito. Esto permitiría comparar los ahorros potenciales del uso de nuevas soluciones con los ahorros de energía, ya demostrados para las soluciones de secado de lignito existentes, utilizando agentes secantes a temperaturas más altas [34,35,36,37,38,39,40,41,42,43,44,45,46].

Este estudio tiene como objetivo llenar ese vacío mediante la investigación sobre el secado de lignitos de diversos orígenes en un lecho toroidal, utilizando aire como agente de secado. Se esperaba que dicha configuración provocara que se intensificara la transferencia de masa y calor, lo que permitiría posteriormente el uso del agente de secado a una temperatura relativamente baja. Se llevó a cabo un estudio experimental, utilizando un secador de lecho toroidal, para lignitos de diferentes países de origen, es decir, Polonia, Grecia, Rumania y Australia. El efecto de la temperatura en la eficiencia del secado, incluida la pérdida de contenido de humedad con el tiempo en condiciones de secado fijas, fue un tema de la investigación. Se determinaron y compararon la cinética del secado y el consumo de energía durante el secado a diferentes temperaturas promedio. El estudio tuvo como objetivo identificar el óptimo de los parámetros del proceso de secado, es decir, la temperatura y el tiempo de residencia, teniendo en cuenta la velocidad de secado y el consumo de energía. Sin embargo, otros factores, como la humedad relativa del agente de secado junto con las propiedades inherentes de la materia prima también tuvieron una profunda influencia en el proceso de secado. La metodología utilizada en el estudio es universalmente aplicable para los procesos de secado en general. En este sentido, el conjunto de experimentos realizados puede considerarse un estudio de caso que demuestra la amplia aplicabilidad del método de prueba.

El objetivo principal del estudio realizado fue confirmar la posibilidad de utilizar un lecho toroidal como base para un sistema de secado que pudiera utilizar calor de baja calidad procedente de fuentes como los gases de combustión de una caldera. Este tipo de secador de lecho fluidizado nunca se ha utilizado para secar lignito, lo que, junto con el posible uso de calor de baja calidad, subraya la novedad del estudio realizado. Además, el estudio realizado tenía como objetivo encontrar los parámetros de secado más eficaces, es decir, los parámetros que permiten alcanzar el mínimo consumo de energía para eliminar 1 kg de H2O contenido en la superficie y los poros de las partículas de lignito.

2. Materiales y métodos

2.1. Características de los lignitos ensayados

Se obtuvieron muestras de lignito polaco de la mina a cielo abierto de Sieniawa. El lignito de Sieniawa se compone predominantemente de litotipos xilodetríticos y detroxilíticos [47]. El lignito griego se obtuvo de la mina South Field, que abastece a la central eléctrica Agios Dimitrios, operada por Public Power Corporation. Una muestra de lignito rumano se tomó de la mina Peșteana, que suministra combustible a la central eléctrica Rovinari del Complejo Energético Oltenia. El lignito australiano se obtuvo de la mina Yallourn en el valle de Latrobe, que alimenta la central eléctrica Yallourn de Energy Australia. Todos los lignitos habían sido triturados previamente hasta el tamaño nominal máximo de 8 mm, antes de las pruebas realizadas.

La caracterización básica de los lignitos utilizados para este estudio se realizó mediante análisis proximal y último, que es una forma típica de caracterizar los combustibles sólidos. El análisis proximal de los lignitos (Tabla 1) se realizó utilizando un TGA Perkin Elmer Diamond (331 Treble Cove Rd., Billerica, MA 01862, EE. UU.). Durante estas pruebas se aplicó el siguiente programa:

Tabla 1.Análisis proximal y elemental de lignitos ensayados.

(1) Etapa inicial

∘

Calentar hasta 105 °C; rampa 10 °C/min

∘

Mantener 10 min

(2 a) Para obtener el contenido de cenizas se utilizó aire:

∘

Calentar hasta 815 °C; rampa 50 °C/min

∘

Mantener 15 min

(2 b) Para obtener el contenido de materia volátil se utilizó argón:

∘

Calentar hasta 850 °C; rampa 50 °C/min

∘

Mantener 15 min

El poder calorífico superior se determinó utilizando un calorímetro básico de bomba IKA C2000 (KA®-Werke GmbH & Co. KG, Janke & Kunkel-Str. 10, 79219 Staufen, Alemania), de acuerdo con la norma ISO 1928. Se utilizó el método isoperibólico. El poder calorífico inferior se calculó utilizando el contenido de humedad e hidrógeno. Análisis último (Tabla 1) se realizó utilizando un analizador Perkin Elmer 2400 (331 Treble Cove Rd., Billerica, MA 01862, EE. UU.), de acuerdo con la norma polaca PKN-ISO/TS 12902:2007. La distribución del tamaño de partícula se determinó utilizando un conjunto de tamices calibrados, de conformidad con la norma ISO 3310-1.

2.2. Equipo de prueba: secador de lecho fluidizado toroidal

Durante el conjunto de experimentos descritos en este estudio, se utilizó un equipo de lecho fluidizado toroidal para realizar el secado. En la figura se muestra un diagrama de la instalación.Figura 1El equipo de prueba funcionó en modo discontinuo. Se introdujo manualmente un lote de aproximadamente 2,5 kg de lignito a través de una tolva de alimentación (E4 enFigura 1) durante cada ensayo. La temperatura del aire de secado se mantuvo mediante dos calentadores con sistema de control de temperatura, cada uno con una potencia nominal de 3 kW (E20 y E17 enFigura 1). El aire de secado fue suministrado por un soplador (E3 enFigura 1) con un caudal de aire caliente de aproximadamente 130 m3/h para obtener las mismas velocidades para cada una de las pruebas. El caudal se controló mediante válvulas (E7 enFigura 1).

Figura 1.Instalación de Torbed—diagrama.

El secador de lecho toroidal, que se muestra enFigura 1, es una columna cilíndrica vertical cerrada en la parte superior con un cono truncado invertido, en la que el intercambio de calor entre el aire y el material secado se produce directamente. En la parte inferior de la cámara de fluidización se instalan álabes giratorios con el fin de crear un vórtice en el interior de la cámara de secado.

Durante el conjunto de experimentos realizados se midieron los siguientes parámetros: temperatura, humedad relativa, caudal de aire y consumo de electricidad de cada uno de los dispositivos. Se instalaron sensores de temperatura y humedad en la entrada del aire caliente al secador (T4 y Rh1 enFigura 1) y a la salida de la instalación (T2 y Rh2 enFigura 1). Las temperaturas se midieron utilizando sensores Pt1000 estándar, con especificaciones que cumplen con los requisitos de clase A definidos en EN 60751. La humedad relativa (RH), que es el volumen de vapor de agua en el aire dividido por el volumen máximo de vapor de agua, para una temperatura y presión dadas, se midió utilizando sensores HC1000-400 y transmisores EE31 con un rango de trabajo de 0 hasta 100% RH, rango de temperatura que cae entre −40 hasta 80 °C, tiempo de respuesta < 15 s y la precisión que alcanza el 2,4% (para el intervalo de confianza del 95%). El caudal del aire de secado se midió con un medidor de flujo másico FCI ST-50 con una precisión de ± 2% de la lectura. La carga eléctrica del soplador se midió con un medidor de vatios utilizando un medidor de red ND20 producido por Lumel, con una precisión de ± 1% del rango de medición (1,65 kW). Todos los valores se registraron con un intervalo de muestreo de 1 s.

2.3. Modelo de cálculo de secado de dimensión cero: el balance térmico de la secadora

En la figura se muestra un diagrama de un modelo de dimensión cero de la secadora, utilizado para este estudio.Figura 2El modelo describe un secador de una sola etapa con un calentador externo adicional de agente de secado. El modelo consta de un par de subcomponentes. Se utilizó para el cálculo de la energía consumida por el secador a lo largo de todo el experimento, así como para el cálculo de la masa de agua eliminada, en función de la humedad relativa del aire a la salida del secador. De acuerdo con la ley de conservación de la energía, la suma de entalpías que ingresan al secador debe ser igual a la suma de entalpías que salen del secador. La ecuación del modelo respectivo del secador es:

��1+��2=��3+��4+��5�1+�2=�3+�4+�5

(1)

dónde:

Figura 2.Diagrama de un secador de una sola etapa con calentador de agente de secado externo adicional.

��1�1 es la entalpía del aire de secado a la salida del intercambiador de calor;

��2�2 es la entalpía del lignito húmedo que entra al secador, que podría separarse en la entalpía del agua en el material y la entalpía de la materia seca;

��3�3 es la entalpía del aire húmedo que sale del secador;

��4�4 es la entalpía del lignito seco que sale del secador;

��5�5 representa la pérdida de entalpía al ambiente por la carcasa del secador.

Según la norma EN ISO 13788:2001 la presión de vapor saturado se calculó:

��������=610·��17,269·��237,5+�� ������ ��≥0 °������=610·�17,269·�237,5 +� ��� �≥0 °�

(2)

dónde:

pagse sentó—presión de vapor saturado, Pa;

yo—temperatura, °C.

Contenido de humedad absoluta en el aire, teniendo en cuenta la humedad relativa medida:

��=0.622��·��������100·��−��·���������=0.622�·����100·�−�·����

(3)

dónde:

incógnita—contenido absoluto de humedad en el aire, kg·m−3 (aire seco);

φ—humedad relativa del aire, %;

pag—presión del aire húmedo (ambiente), Pa;

pagse sentó—presión de vapor saturado, Pa.

El aumento del contenido de humedad en el aire corresponde a la pérdida de contenido de humedad en el lignito:

Δ��=0.622(��2·��������2100·��−��2·��������2−��0·��������0100 ·��−�� 0·��������0)Δ�=0.622(�2·����2100·�−�2·����2−�0·����0100·�−�0 ·����0)

(4)

dónde:

Δincógnita—aumento de la humedad absoluta del agente secante (aire), kg·m−3;

La cantidad de agua extraída del lignito en un intervalo de tiempo determinado corresponde a la diferencia de cantidad de agua contenida en el aire a la entrada y a la salida del secadero. El valor instantáneo de la pérdida de agua por el lignito (entre dos momentos)a1 ya2) se determinan a partir de la fórmula:

����������=Δ����������·��������·��������(��2−��1)� ����=Δ�����·����·����(�2−�1)

(5)

dónde:

METROevaporar—pérdida de agua en el carbón, kg;

Δincógnita—aumento de la humedad absoluta del agente secante (aire), kg·m−3;

������������—densidad del aire húmedo, kg·m−3;

������������—densidad del aire seco, kg·m−3;

Vhúmedo—el caudal de aire a la entrada del secador, m3·h−1.

2.4. Método de prueba y cronograma

Se realizaron pruebas de secado en el stand presentado enFigura 1para la corriente de aire caliente de 130 m3·h−1 a temperaturas de 35 °C, 50 °C, 60 °C, 70 °C y 80 °C. Se realizaron pruebas hasta que el cambio de la humedad del aire de secado, entre la entrada y la salida del secador, se consideró insignificante (verFigura 3). Cuando se alcanza ese punto, el lignito ha alcanzado el equilibrio con el aire seco entrante, por lo que no es posible continuar con el secado. El hecho de que el secador alcance este estado se denomina alcanzar el contenido de humedad final y el tiempo necesario para alcanzar este valor se denomina tiempo de secado. Con el aumento de la temperatura del agente secante, normalmente se alcanza un contenido de humedad final más bajo en tiempos de secado relativamente más cortos.Figura 3La figura muestra los valores medidos y registrados durante la prueba de secado de lignito polaco a una temperatura de 50 °C. El gráfico muestra solo los parámetros que se utilizan para calcular la cinética de secado y determinar el consumo de energía del proceso de secado, es decir, el flujo de aire, la temperatura y la humedad en la entrada y la salida del secador.

Figura 3.Un ejemplo de la prueba de secado del lignito polaco a la temperatura de 50 °C.

3. Resultados

Se realizaron pruebas de secado para el secadero de torbed, utilizando lignitos de Polonia, Grecia, Rumania y Australia. Los resultados del análisis proximal y elemental se presentan enTabla 1.Figura 4presenta las distribuciones de tamaño de partícula, que son promedios para todas las pruebas, realizadas dentro de todo el rango de temperaturas.

Figura 4.Distribución del tamaño de partículas de lignito de diverso origen antes y después del secado en la instalación de Torbed.

Figura 5Compara el tamaño medio de partícula del lignito húmedo y seco y compara los resultados obtenidos en este estudio con los resultados publicados en otro estudio sobre el secado en lecho fluidizado. Representa los cambios respectivos del tamaño medio de partícula (d50) para cada uno de los lignitos debido al secado realizado. Representa la diferencia entre el lignito polaco y otros lignitos utilizados para este estudio. También muestra que los cambios en el tamaño medio de partícula variaron entre los lignitos. Los cambios en los diámetros d50 variaron entre diferentes lignitos (Figura 5), siendo el cambio relativo más alto para el lignito australiano y el más bajo para el lignito rumano.

Figura 5.Tamaño de partícula medio (d50) para lignito húmedo y seco (* resultados de Stokie et al. [19] para comparar).

Teniendo en cuenta el principio de funcionamiento del secador de lecho toroidal, parece plausible esperar que la atrición de las partículas también pueda considerarse como uno de los factores que influyen en el cambio de la distribución del tamaño de las partículas después del secado. La evidencia de la estructura debilitada y agrietada de las partículas secadas en el lecho toroidal se demuestra en las imágenes de SEM que se muestran en la Figura 8.

Figura 6yFigura 7Las figuras 1 y 2 muestran ejemplos de diferentes distribuciones del contenido de humedad entre partículas de distintos tamaños. Estas dos figuras demuestran claramente que las partículas finas fueron arrastradas prematuramente fuera del lecho toroidal. Esto dio como resultado un mayor contenido de humedad de las partículas finas arrastradas a la salida del secador.Figura 8muestra una diferencia en términos de la superficie de dos partículas de lignito, una secada en un horno de mufla a 100 °C y otra secada en lecho toroidal a 50 °C.

Figura 6.Diferencia entre el contenido de humedad de partículas de diferentes tamaños para lignito húmedo y seco: un ejemplo de lignito griego para varias temperaturas del proceso de secado.

Figura 7.Diferencia entre el contenido de humedad de partículas de diferentes tamaños para lignito húmedo y seco: un ejemplo de lignito australiano para varias temperaturas del proceso de secado. La cinética de secado, para lignito de Sieniawa, en la instalación Torbed y el consumo total de energía por kg de agua extraída se presentan enFigura 9yFigura 10, respectivamente.Figura 9La figura 1.1 muestra las curvas que representan la pérdida de humedad del lignito de la mina de Sieniawa. Por debajo del contenido de humedad final del 15% se produce una reducción significativa de la velocidad de secado para todas las temperaturas del agente secante. Este valor se denomina contenido de humedad crítico y depende principalmente de la estructura del lignito y de su química. Se trata de un indicador útil que permite determinar la proporción de agua retenida físicamente dentro de la estructura del lignito a través de fuerzas capilares y la cantidad de agua unida químicamente, por ejemplo, por enlaces de hidrógeno débiles con grupos funcionales OH. El parámetro en sí no proporciona un punto de corte nítido y depende ligeramente de las condiciones de secado.

Figura 8.Imágenes SEM del lignito australiano secado en un horno de mufla de laboratorio a 100 °C (A,do,mi) y secador torbed a 50 °C (B,D,F)—aumentos ×300 (A,B), ×750 (do,D) y ×1500 (mi,F); muestra tamizada a través de una pantalla con una abertura de 0,4 mm.

Figura 9.Cinética de secado en la instalación de torbed para lignito polaco.

Figura 10.Consumo total de energía por kg de agua eliminada durante el secado de lignito polaco en la instalación de Torbed.

De manera similar, se presentan la cinética de secado del lignito griego en la instalación Torbed y el consumo total de energía por kg de agua extraída.Figura 11yFigura 12, respectivamente. El lignito griego requirió tiempos de residencia mucho más altos para alcanzar el mismo contenido de humedad, en comparación con el lignito polaco. La energía de secado específica, que se muestra enFigura 12, fue similar a los niveles registrados para el lignito polaco. Sin embargo, un rápido aumento del consumo específico de energía comenzó mucho antes para el lignito griego. Teniendo en cuenta el contenido de humedad inicial casi idéntico del lignito polaco y griego, parece plausible concluir que este último presenta un contenido de humedad crítica más alto, es decir, su secado es más difícil.

Figura 11.Cinética de secado en la instalación de torbed para lignito griego.

Figura 12.Consumo total de energía por kg de agua eliminada durante el secado del lignito griego en la instalación de Torbed.

Figura 13yFigura 14muestran, respectivamente, la cinética de secado en la instalación de torbed y el consumo total de energía por kg de agua extraída, para el lignito rumano. En términos de su cinética de secado, el lignito rumano (Figura 13) puede considerarse un tipo intermedio que se seca más rápido en comparación con el lignito griego y más lento en comparación con el lignito polaco. La muestra de lignito rumano presentó el contenido de humedad inicial más bajo de todas las muestras analizadas. En términos de consumo específico de energía, el lignito rumano mostró un comportamiento similar al lignito griego con respecto al momento en que comenzó el aumento brusco (Figura 14). La cinética de secado, en la instalación de Torbed y el consumo total de energía por kg de agua extraída, para el lignito australiano se presentan enFigura 15yFigura 16.

Figura 13.Cinética de secado en la instalación de torbed para lignito rumano.

Figura 14.El consumo de energía por kg de agua eliminada durante el secado del lignito rumano en la instalación de Torbed.

Figura 15.Cinética de secado en la instalación de torbed para lignito australiano.

Figura 16.El consumo de energía por kg de agua eliminada durante el secado del lignito australiano en la instalación de Torbed.

Datos presentados enFigura 17El lignito australiano indica el tiempo de residencia necesario para alcanzar un contenido de humedad del 20 %, con excepción del lignito australiano, en cuyo caso se muestra el tiempo de secado necesario para obtener un contenido de humedad final del 35 %. El lignito australiano normalmente necesita tiempos de residencia sustancialmente más altos en comparación con otras muestras.

Figura 17.Tiempo de secado necesario para alcanzar el contenido de humedad final para los lignitos ensayados de diversos orígenes en la instalación de torbed.

Figura 18resume el consumo de energía promedio necesario para alcanzar un contenido de humedad del 20 % para los tipos de lignito probados en la instalación de secado por torsión (con excepción del lignito australiano, para el cual se proporciona la energía para secar hasta un 35 % de contenido de humedad). Datos presentados enFigura 18El estudio ofrece una idea que podría ayudar a optimizar el proceso de secado de un secador de lignito basado en el diseño de lecho toroidal. Muestra un consumo de energía total promedio por kg de agua eliminada durante el proceso de secado. Se toma un promedio, ya que el consumo de energía de todo el proceso es de interés desde un punto de vista práctico. El lignito australiano era diferente de los otros lignitos probados, con un contenido de humedad inicial cercano al 65% y un contenido de cenizas excepcionalmente bajo, ligeramente inferior al 2% (verTabla 1). Este lignito resultó ser el más difícil de secar (verFigura 15) y requirió el tiempo más largo para alcanzar un contenido de humedad final comparable al alcanzado por los otros lignitos. En general, el contenido de humedad final (que corresponde al valor de la humedad de equilibrio a la temperatura del aire de secado) para cada una de las temperaturas de secado fue el más alto en el caso del lignito australiano.

Figura 18.Consumo promedio de energía necesario para alcanzar un contenido de humedad del 20% para los tipos de lignito probados en la instalación de torbed (* el consumo de energía para el lignito australiano se da para un contenido de humedad final del 35%, debido a un contenido de humedad inicial relativamente alto).

4. Discusión

El secado del lignito en el secador de lecho toroidal va seguido de una reducción del tamaño de las partículas individuales, lo que da lugar a un cambio significativo en la distribución del tamaño.Figura 4, que se produce una cierta cantidad de partículas más finas durante el proceso de secado. Los resultados obtenidos por Stokie et al. para el mismo tipo de lignito fueron ligeramente diferentes, es decir, la atrición fue mucho menor (Figura 5). En el lecho fluidizado, según Stokie et al. [19], el efecto de la escala fue significativo, ya que los experimentos con una muestra de 10 g no dieron como resultado desgaste, mientras que los experimentos con una muestra de 3 kg mostraron algunas diferencias entre el d50 de las muestras de lignito húmedo y seco (Figura 5). Como el tamaño de muestra utilizado para este estudio fue similar (2,5 kg), se puede afirmar que el efecto de la atrición durante el secado en el lecho toroidal es mucho mayor en comparación con un lecho fluidizado típico. Esto se puede utilizar como confirmación de que se produce un mayor grado de turbulencia en el lecho toroidal.

Observando los ejemplos del efecto del secado del lignito griego y australiano (Figura 6yFigura 7, respectivamente) es relativamente fácil observar que las partículas generalmente finas exhiben un contenido de humedad relativamente más alto después del secado en el lecho toroidal. Parece plausible suponer que esto se debe al arrastre de las partículas finas fuera del lecho toroidal, cuando la densidad de la partícula disminuye con el secado, reduciendo así la velocidad terminal de la partícula en particular. La mayor diferencia se obtuvo para el lignito australiano, que también tenía un contenido de cenizas mucho menor, en comparación con los otros tipos de lignito. Parece plausible suponer que el bajo contenido de cenizas se corresponde con una menor densidad real de las partículas. El arrastre observado disminuyó el tiempo de residencia de las partículas, lo que impidió el secado de las partículas finas. Obviamente, una temperatura suficientemente baja del agente de secado en el lecho toroidal, disminuida por la evaporación, disminuye su velocidad lo suficiente como para minimizar la pérdida de finos húmedos, lo que se demuestra claramente en elFigura 7.

En algunos de los casos (Figura 7) También las partículas de lignito australiano con un diámetro relativamente cercano al tamaño máximo mostraron un contenido de humedad superior al promedio de toda la muestra. Por otra parte, esto se debe a un tiempo de secado insuficiente, que fue consecuencia del contenido de humedad inicial significativamente alto del lignito. En el caso de partículas gruesas, se requeriría un mayor tiempo de residencia para alcanzar un contenido de humedad similar al de las partículas de tamaño promedio.

Otro factor que juega un papel importante en el cambio de la distribución del tamaño de partícula de la muestra seca es la contracción de las partículas durante el proceso de secado, como ya se muestra enFigura 4Ese comportamiento podría provocar que las partículas más grandes se encojan, aumentando así la proporción total de partículas finas cuando se considera la distribución de tamaño acumulada. Por otra parte, es razonable esperar que la contracción de las partículas contrarreste el efecto antes mencionado del arrastre prematuro de partículas finas, debido al aumento de la densidad para la misma masa seca de la partícula, causado por la disminución del volumen de la partícula.

Las grietas de la estructura son claramente visibles en imágenes SEM con mayores aumentos (×1500). Estas grietas no aparecieron cuando la misma muestra se secó en un horno de mufla de laboratorio (sobre bandejas). Por lo tanto, parece plausible sacar la conclusión de que las grietas no fueron causadas por la evaporación del agua en sí, sino más bien por el principio de funcionamiento del lecho. Por lo tanto, la atrición y la desintegración de las partículas podrían considerarse como uno de los factores que influyen en el cambio en la distribución del tamaño de partícula del lignito seco. Debido al debilitamiento mencionado anteriormente de la estructura de las partículas secas, se puede esperar razonablemente que la molturabilidad del lignito seco seguramente aumentará en comparación con la materia prima húmeda correspondiente. Además, el grado de cambios entre lignitos de diferentes orígenes varió considerablemente para las mismas condiciones de secado (Figura 4), lo que implica algunas diferencias estructurales entre los distintos tipos de lignito incluidos en el ámbito de este estudio. Sin embargo, no se deben pasar por alto los efectos negativos, ya que la producción de cantidades adicionales de finos podría llevar la mezcla de agente secante y lignito seco dentro del límite de concentración explosiva, lo que en combinación con la alta fricción podría causar una descarga estática y una explosión. Por lo tanto, gran parte de la atención del diseñador debe dirigirse a la conexión a tierra de las piezas del secador y los conductos que están en contacto con el lecho de material arrastrado por el agente secante. Además, la carga sólida (la proporción del flujo de aire volumétrico y el caudal másico de la materia prima) debe considerarse cuidadosamente para lograr una concentración de finos por debajo del límite explosivo inferior (LEL) de la materia prima en particular.

Energía específica consumida para eliminar un kilogramo de agua, representada enFigura 10, consiste en el calor necesario para calentar el agente de secado (aire) desde la temperatura ambiente hasta la temperatura de secado y la electricidad consumida por el soplador. Esta última cambia ligeramente debido a la disminución de la caída de presión a través del lecho toroidal, causada por la disminución de la masa, debido al secado gradual. Sin embargo, el cambio principal de la energía de secado específica se debe al hecho de que la misma entrada de energía térmica del aire es consumida por una cantidad menor de humedad eliminada del material, es decir, la pérdida de masa debido a la eliminación de humedad es gradualmente menor (menor dm/dt). Se puede obtener información similar deFigura 3, donde la humedad relativa del agente secante a la salida del secador muestra un máximo claro y comienza a disminuir más allá de ese punto.

La energía específica total para el secado puede ser significativamente menor en el caso de recuperación de calor del aire de salida, especialmente cuando la temperatura del aire de entrada es más alta. Las observaciones son similares para todas las muestras de lignito analizadas. No obstante, los resultados en sí son diferentes, a pesar de compartir un patrón común. Estas diferencias sugieren diferencias estructurales entre lignitos de diferentes orígenes.

Un fenómeno interesante fue el mayor consumo de energía para el secado del lignito rumano a 35 °C y 50 °C. Esto se puede explicar por una resistencia relativamente alta del lecho en comparación con otros lignitos. Además, el cambio en la distribución del tamaño de partícula entre el lignito rumano húmedo y seco es uno de los más bajos entre todos los lignitos (véaseFigura 4). Esto podría sugerir que la atrición se vuelve más significativa solo después del secado a temperaturas superiores a 50 °C. Comparándolo con el consumo de energía para el secado del lignito griego (Figura 12) es razonable concluir que el umbral de desgaste es más alto en el caso del lignito rumano (Figura 4). En el caso del lignito griego, solo la prueba realizada a 35 °C arrojó un mayor consumo de energía en comparación con el secado del mismo lignito a temperaturas más altas. En el caso de ambos tipos de lignito, las diferencias estructurales parecen ser la única explicación plausible de este comportamiento. Además, tal comportamiento no se observó durante las pruebas realizadas con lignito polaco. Un indicador común de la similitud estructural podría ser el contenido de cenizas, ya que fue similar tanto para el lignito griego como para el rumano (aproximadamente el 40 %), que fue diferente para ambos lignitos polacos (contenido de cenizas de aproximadamente el 20 % para ambos).

La selección adecuada de los parámetros de secado óptimos debe realizarse para cada tipo de lignito individualmente, debido a sus propiedades únicas, determinadas por su estructura. Además, la primera estimación de los parámetros de secado también es de importancia crucial en términos del tamaño adecuado del secador que debe cumplir con las expectativas requeridas en términos de su capacidad y la calidad del producto, definida por el contenido de humedad requerido del lignito secado. El resumen de los datos se presenta enFigura 17yFigura 18Los resultados obtenidos muestran claramente que el cambio en el tiempo de residencia requerido pierde importancia para temperaturas de secado superiores a 60 °C, lo que implica que temperaturas de secado más altas no permitirían ninguna ganancia significativa en términos de reducción del tamaño del equipo de secado. Los datos también podrían usarse para la optimización de la unidad existente, bajo el supuesto de que se aplicaría el mismo procedimiento de prueba al lignito en particular. Los datos presentados también podrían ser útiles para gestionar las expectativas en cuanto al contenido de humedad que se puede lograr en la práctica para cada uno de los lignitos individualmente. El conjunto de pruebas realizadas nos permitió determinar que para la mayoría de los lignitos el contenido de humedad factible que se puede lograr después del secado es del 20%. La única excepción es el lignito de Australia, en cuyo caso el contenido de humedad factible después del secado se evaluó en un 35%. El lignito de Sieniawa se seleccionó como una muestra representativa general de los lignitos polacos.

El alto contenido de humedad inicial y la estructura física del lignito australiano plantearon dificultades prácticas, debido a que los trozos de material del lecho se adherían a las paredes y caían de nuevo al lecho debido al desgaste, lo que distorsionaba las mediciones del consumo específico de energía (véaseFigura 16). Los grumos que se quedaban pegados a las paredes del secadero en algún momento se desplomaban, probablemente debido al desgaste, provocado por el lecho toroidal. No obstante, se puede afirmar que el consumo específico de energía para el secado del lignito australiano fue mucho mayor que para todos los demás tipos de lignito para una humedad final del orden del 10%.

En general, todos los lignitos, excepto el australiano, presentan tiempos de residencia requeridos similares, lo que indica que el tamaño requerido del secador no sería significativamente diferente en estos casos. Para el caso del secado del lignito polaco a 35 °C, el tiempo requerido también es significativamente diferente, en comparación con el lignito rumano y griego. Para el lignito polaco, el tiempo de secado del lignito a 35 °C fue de 73 min, alcanzando un contenido de humedad final del 12,9%. El secado a 70 °C y 80 °C resultó en un tiempo de secado significativamente más corto (alrededor de 28 min) y permitió lograr un mayor grado de secado, alcanzando una humedad final por debajo del 8%.

Mirando aFigura 18El estudio deja claro que, para todos los lignitos, excepto el australiano, una temperatura de secado de 60 °C es la más beneficiosa desde una perspectiva de optimización energética, ya que permite minimizar el consumo de energía. La temperatura de secado óptima para el lignito australiano es claramente de 50 °C. Parece importante señalar que el consumo específico de energía para el lignito rumano sigue disminuyendo ligeramente para temperaturas de secado superiores a 60 °C. Sin embargo, la importancia es insignificante, por lo que se recomienda la temperatura de secado más baja posible en ese caso. La razón de ello no estaría relacionada directamente con el secador en sí, sino con la fuente de calor. Suponiendo que el secado se llevara a cabo en la fuente del lignito, donde también se encuentra la central eléctrica, una de las posibles fuentes de calor para el aire calentado serían los gases de combustión después del precalentador de aire. Por lo tanto, una temperatura más baja del aire de secado permitiría un Δ más alto.apara el intercambiador de calor que precalienta el aire de secado. Por lo tanto, se requeriría una superficie de intercambio de calor más pequeña, lo que implica un menor costo de dicho dispositivo. Además, si se pudiera lograr una temperatura por debajo del punto de rocío de los gases de combustión, el intercambiador de calor de condensación permitiría recuperar calor adicional de los gases de combustión.

Uno de los parámetros más importantes es el consumo de energía por kg de humedad extraída del material. El consumo de energía es muy importante en términos de economía del proceso de secado. Su valor dependerá de la disponibilidad de calor para el secado y de la posibilidad de utilizar el calor residual. El tiempo de residencia también es importante, ya que determina el tamaño del equipo, que a su vez tiene una profunda influencia en el costo total del secador.

Parece que no existe una regla general sobre el mejor tipo de secador que se puede elegir para cualquier tipo de lignito. En la elección del tipo de secador más adecuado y la posterior elección de los parámetros óptimos del proceso, se deben tener en cuenta múltiples factores. En términos de secado en lecho toroidal, uno de los factores que determinan los parámetros óptimos del proceso es la distribución del tamaño de partícula de la materia prima. Las preocupaciones son válidas tanto desde el punto de vista del rendimiento como de la salud y la seguridad. Uno de los aspectos clave es el caudal del agente secante y la relación entre el agente secante y la cantidad de sólidos secos. El secado con un caudal volumétrico demasiado bajo del agente secante determinará la necesidad de un tiempo de residencia relativamente alto, lo que podría dar lugar a un mayor gasto de capital debido al secador más grande. Por otro lado, un caudal volumétrico demasiado alto del agente secante puede provocar un secado no uniforme debido a un arrastre prematuro de finos fuera del lecho. Además, debido a la naturaleza del lecho toroidal, el aumento de la fricción puede aumentar la generación de finos, amplificando así el proceso. Además, la generación adicional de finos podría plantear un problema de seguridad si se generan suficientes finos para obtener una atmósfera explosiva, especialmente si se tiene en cuenta la fricción, que puede inducir una descarga estática (fuente de ignición). Afortunadamente, en este caso, los vapores de agua, arrastrados por el aire de secado, son un inhibidor natural. Sin embargo, este aspecto debe considerarse para cada uno de los casos individualmente, ya que los diferentes lignitos mostraron un comportamiento diferente en términos de generación de finos durante el secado. En cualquier caso, se debe implementar una conexión a tierra adecuada del dispositivo como medida de precaución contra una descarga estática. Además, la elección adecuada de la maquinaria de trituración que dé como resultado una distribución de tamaño más favorable de la materia prima procesada podría mejorar adicionalmente el aspecto de seguridad. La temperatura es un parámetro importante tanto por su influencia en el proceso de secado como por su influencia en el caudal del agente secante, ya que cambia la densidad del agente secante y también tiene cierto impacto en la