Finalistas Concurso Ing. Orlando Losada by Esteban Morin

Concurso “Ing. Orlando Losada”

2008-2009

concurso de experiencias innovadoras y mejoras tecnológicas en la industria del papel

Trabajos Finalistas

Asociación de Fabricantes de Celulosa y Papel - Junio de 2009

concurso de experiencias innovadoras y mejoras tecnológicas en la industria del papel 2008 - 2009

“Ingeniero Orlando Losada”

Trabajos Finalistas Junio de 2009

Indice

Prólogo

Jurados

1er premio - BANDA DE REFUERZO PARA HOJAS DE CARPETA o

2do premio - ELECCIÓN DE PLANTA DE TRATAMIENTO DE EFLUENTES LÍQUIDOS EN CELULOSA ARG. CAP. BERMÚDEZ o

UNA

ETAPA

PULPAS

Barboza, Olga Marina (FCEQyN – UnaM) Felissia, Fernando E. (FCEQyN – UnaM)

Hernández, Sergio

INFLUENCIA DE LAS VARIABLES DE PROCESO EN LA ETAPA EP DEL BLANQUEO ECF o

M.C. Area, O. Barboza, F.E. Felissia (FCEQyN – UnaM), A.D. Venica (Massuh S.A.)

SISTEMA DE RECUPERACIÓN Y REUTILIZACIÓN DE CALOR PARA RODILLOS SECADORES EN MAQUINA CONTINUA DE PAPEL / CARTULINA o

M.C. Area, O. Barboza, D. Bengoechea, F.E. Felissia, (FCEQyN – UnaM), M.G. Carvalho, P.J. Ferreira (University of Coimbra)

AGENTES ANTI-INCRUSTANTES EN EL PULPADO KRAFT o

María Cristina Area (FCEQyN – UnaM), Alberto Venica (Celulosa, Fábrica Zárate)

OPTIMIZACION DEL BLANQUEO EN QUIMICOMECANICAS INDUSTRIALES o

Mención - EFECTIVIDAD DE DIFERENTES PRETRATAMIENTOS EN EL BLANQUEO AL PERÓXIDO DE PULPAS CELULÓSICAS INDUSTRIALES o

Mención - CARACTERIZACIÓN DE PULPAS KRAFT DE EUCALYPTUS GRANDIS TRATADAS CON FOSFONATOS EN DIFERENTES ETAPAS DE BLANQUEO TCF o

Ricardo Pedrido, Norberto Mastrogiovanni (Celulosa Argentina)

Mención - APLICACIÓN DISEÑO DE EXPERIENCIAS OPTIMIZACIÓN DEL BLANQUEO A ESCALA INDUSTRIAL o

Andrés Calatayud, José Ramón Gallo, Norberto Fabián Torres, Ricardo Lebedevsky (Estrada)

Méndez, Claudia M.

SECADO EN BATERÍAS DE SECADORES o

Rendina, Alfredo

PRÓLOGO

A mediados del año pasado, el área de Capacitación de la Asociación propuso retomar el camino que se truncara con la desaparición de la Asociación de Técnicos de la Industria Celulósico-Papelera (ATIPCA), tratando de construir el tramo inconcluso como correspondía, con mucho respeto y prudencia. Comenzamos a diseñar este concurso bajo la premisa de conocer y premiar a los trabajos que describieran las experiencias más innovadoras y las mejoras tecnológicas más eficientes para la industria del papel y lo hicimos con la convicción de que existe un conocimiento profundo de esta industria, no sólo en los excelentes centros de investigación y formación que se desarrollan en el país y en el mundo, sino también dentro de cada una de las empresas del rubro, donde muchas veces pasa disimulado en el cúmulo de tareas que la responsabilidad cotidiana conlleva. Fue una gran satisfacción corroborar que estábamos en lo cierto: entre todos los documentos recibidos y entre los que recibieron menciones y premios, el primero y el segundo lugar fueron ocupados por dos experiencias desarrolladas íntegramente dentro de dos empresas: Angel Estrada S.A. y Celulosa Argentina S.A., respectivamente. Los documentos que recoge el presente volumen son los correspondientes a los diez finalistas del Concurso “Ingeniero Orlando Losada”, experiencias variadas y ricas para conocer y divulgar, y para caer en la cuenta del valor que pueden brindar al conjunto pequeños aportes individuales sumados y coordinados. Los lectores de estas páginas podrán comprobar que todos los inestimables casos aquí relatados son el resultado, en mayor o menor medida, de un trabajo en equipo, de voluntades y conocimientos que lograron sinergia para alcanzar algo más que la suma de las partes. Aquellos que tuvimos el honor de conocer y trabajar con el Ingeniero Orlando Losada, sabemos de su compromiso con nuestro sector, con la mejora permanente y la búsqueda incansable de nuevas formas de resolver viejos y nuevos problemas, más allá de su gran generosidad y vocación docente. Creo que este concurso honra su memoria y, por la emoción y gratitud con que sus familiares accedieron a que el certamen llevara su nombre, sé que él también se habría sentido orgulloso.

Por otra parte, es fundamental destacar la labor de los jurados quienes han cedido desinteresadamente su tiempo y conocimientos para evaluar las participaciones. Sin el compromiso y la colaboración de Celso Foelkel, Hugo Vélez, Javier Villar Sanginés y Miguel Zanuttini, el éxito de este proyecto hubiera sido prácticamente imposible. Todos ellos son prestigiados profesionales, reconocidos en la materia, por lo que sus opiniones y apreciaciones otorgaron un valor agregado al Concurso “Ing. Orlando Losada”. Por último, en nombre de la AFCP y de quienes llevamos a cabo la coordinación de este trabajo, quiero agradecer a todos los participantes que enviaron sus experiencias, restaron tiempo a su descanso para redactar sus trabajos y se prestaron a que fueran evaluadas y comparadas con otras presentaciones. Resumiendo: si somos capaces de capitalizar esta experiencia, quedará abierta la puerta para próximas ediciones. Únicamente depende de todos nosotros. No perdamos la oportunidad. Hasta la próxima, Osvaldo Vassallo Presidente

Buenos Aires, 23 de junio de 2009

Celso Foelkel es el creador y director de Eucalyptus Online Book & Newsletter y de PinusLetter, es un experto en temas de forestación y proceso integral de celulosa y papel, consultado por empresas y organizaciones en todo el mundo. Tiene cuarenta años de experiencia en el sector forestal como empresario de conocimiento, director y gerente de empresas, profesor universitario, becario y consultor. Áreas de dominio y especialización Eucalyptus y pinus (bosques plantados, calidad de madera, calidad de las fibras, producción de celulosa y papel, utilizaciones industriales. Sustentabilidad forestal, ambientalmente correcta.

abastecimiento

madera

fibras

forma

Celulosa y papel (industria, producción, marketing, pulpas de mercado, usos finales). Optimización de la eficiencia operacional y de los resultados empresariales. Ambiente y calidad (gestión, ISO 9000 y 14000, ecoeficiencia, desarrollo sustentable, producción más limpia, minimización de residuos, control de y prevención de polución) Planeamiento, competitividad y estrategia de negocios. Gestión de la tecnología y de la innovación. Gestión de la información y del conocimiento. Enseñanza e investigación. Formación Ingeniería agronómica con epecialización en bosques (1970). Universidade de São Paulo, Piracicaba, SP Maestría (MS), con especialización en celulosa y papel (1974). State University of New York, USA - College of Environmental Science and Forestry, Syracuse, USA Doctorado “Honoris causa”, por los servicios relevantes al sector forestal brasileño (1997). Universidade Federal de Santa Maria, RS.

Hugo Vélez es Director del Centro de Investigación en Celulosa y Papel del Instituto Nacional de Tecnología Industrial (INTI), docente de la Facultad de Ingeniería de la UBA y profesor invitado en la Universidad de San Martín en materias de su especialidad. Áreas de dominio y especialización Propiedades de materiales celulósicos; análisis y ensayos de materias primas y productos; estudios técnicos sobre recursos fibrosos, procesos de pulpado, fabricación de papel, desarrollo de productos y aguas residuales; simulación de procesos; gestión ambiental y gestión de la calidad en laboratorios. Formación Ingeniero Químico, egresado de la Facultad de Ciencias Físico-matemáticas de la Universidad Nacional de La Plata. Pasantías de especialización en el Pulp and Paper Institute of Canada y en el National Council for Air and Stream Improvement (EE.UU.)

Javier Villar Sanginés es Director Técnico del Instituto Papelero Español y se desempeñó con anterioridad como experto en tecnología para la producción de papel y otros cargos de algo nivel en prestigiosas empresas de Europa. Es Ingeniero Industrial Químico, Perito Industrial Químico y Perito Mercantil. Como formación complementaria, cursó el Programa de Alta Dirección de Empresas en el IESE (Instituto de Estudios Superiores Empresariales). En su vasta experiencia laboral, ha ocupado altos argos en importantes papeleras. Trabajó como Experto en Tecnología para la Producción de Papel en VOITH PAPER, fue Gerente de Ventas para España y Portugal de CHEMVIRON; Director de Fábrica, Director Supervisor de Fábricas y Director de Producción de Papel en LA PAPELERA ESPAÑOLA. Actualmente es Director Técnico del Instituto Papelero Español.

Miguel Zanuttini es Vicedirector a cargo de la Dirección del Instituto de Tecnología Celulósica, de la Facultad de Ingeniería Química, en la Universidad Nacional del Litoral. Es profesor titular semidedicación (ITC-FIQ-UNL), Investigador Independiente del Consejo Nacional de Investigaciones Científicas y Técnicas (CONICET). Formación Doctor en Ingeniería Química - UNL (1982 - 1986). Posdoctorado en Ingeniería Química. Laboratorio de Pulpa y Papel, Instituto de Ingeniería Química. Universidad Tecnológica de NORUEGA, Trondheim. Tema de estudio: "Pulpado quimimecánico de bagazo" - Dirección: Profesor Per Koch Christensen y Prof. Hans Giertz (Sept. 1987 a Nov. 1989). Estadía como becario Fulbright en el “Institute of Paper Science and Technology”, Atlanta, Georgia, USA. 1 de diciembre 2001 a 2 de Marzo 2002.

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Elección de la planta de tratamiento de efluentes líquidos en Celulosa Argentina Capitán Bermúdez Ing. Ricardo Pedrido, Gerente de Proyecto e Inversiones, Celulosa Argentina. Ing. Norberto Mastrogiovanni, Ingeniero de Procesos, Celulosa Argentina. Introducción Desde hace más de 10 años, Celulosa Argentina viene invirtiendo en su planta de Capitán Bermúdez (C.A.S.A.), aumentando su producción y calidad de sus papeles de impresión y escritura, como asi también en seguridad y medio ambiente a través de sus sistemas de gestión. En cuanto a medio ambiente en el año 1999 se contrata a la empresa IPK de Suecia para el cálculo y diseño de una planta de tratamiento de efluentes líquidos (PTE), estándar, para una fábrica de pulpa y papel integrada kraft, a partir de madera de eucalipto. Teniendo esta inversión como un objetivo a futuro se acuerda con las autoridades provinciales realizar un “Plan maestro de efluentes”, en donde se incorporaron metas objetivo dentro de un cronograma, en donde a través de la suma de una serie de inversiones parciales, se iban reduciendo los vertidos de efluentes líquidos al rió Paraná, tanto en volumen como en carga de DQO , DBO, sólidos, y demás parámetros especificados por la leyes provinciales, teniendo como objetivo futuro cumplir con las leyes internacionales que en ese entonces eran mas restrictivas. En el año 2005, luego de mas de 10 años

inversiones para mejoras medioambientales y habiéndose reducido el caudal del efluente a valores compatibles con una inversión costo-efectiva, se comienzan los estudios para el diseño de la planta de tratamiento de efluentes líquidos. En principio sabíamos que la solución estándar es un tratamiento con lodos activados .El desafío era hacer una planta compacta compatible con el poco espacio disponible, estar cercana a las distintas fuentes de efluentes y utilizar al máximo los desniveles del terreno para minimizar los costos de bombeo. Luego se invita a participar del proyecto a las empresas nacionales e internacionales tanto de ingeniería como fabricantes de equipos más importantes y con experiencia en este tipo de plantas. Mientras se iban analizando las ofertas, se estudiaban las distintas alternativas con los especialistas de cada empresa y al mismo tiempo se iban haciendo las visitas a planta en fábricas de Brasil, Chile, Suecia, Finlandia y España.

Entre las distintas alternativas se evaluaron los tratamientos con laguna aireada, barros activados, tratamiento anaeróbico, barros activados con selector, trickling filter y barros activados con material de relleno. Este trabajo describe las distintas etapas de evaluación y diseño hasta llegar al tratamiento seleccionado. Descripción cronológica En el año 1999 la producción de pulpa en C.A.S.A. era de 95000 ADT/año integrada con una producción de papel de 58000 ADT/año. La secuencia de blanqueo era C-EOP-H. 3

Caudal estimado del río Paraná: 10.000 m /seg. 3

Efluente liquido: 238 m /ADT (160 m /ADT desde la planta de pulpa y 78 m /ADT desde las 2 maquinas de papel y una prensa wet lap), con una carga de demanda química de oxigeno (DQO) filtrado de 120 kg/ADT. Los sólidos sedimentables totales (SST) eran de 124 kg/ADT (50% desde maquinas de papel y 50% desde planta de pulpa). Tabla 1: Detalle de descargas de DQO filtrado kg/ADT. Fuentes

Descarga

Patio de madera

0.2

Lavado pulpa marrón / Depuración

Blanqueo

Condensados contaminados

Máquinas de papel

Descargas accidentales

27 TOTAL

120

Estos valores muy altos se debían principalmente al estar el circuito muy abierto y no tener delignificación con oxigeno, tratamiento de condensados y un adecuado manejo de los derrames accidentales. En el informe hecho por la empresa AF-IPK recomendó en ese año 1999 comenzar un programa de monitoreo de los efluentes para seguimiento de las distintas variables .En ese año se había hecho un acuerdo con autoridades de la provincia de

Santa Fe para el cumplimiento de un “Plan maestro de efluentes” que contemplaba un plan de inversiones en un cronograma con metas objetivo en cuyo final se conseguiría cumplir con las leyes vigentes en ese momento. Para tal fin, en los años siguientes, se sucedieron las siguientes inversiones: Inversiones en sector de máquinas de papel •

Instalación de un polydisk, tamices estáticos y vibratorios, con un rediseño de los circuitos de las maquinas de papel para recuperación de fibra y agua.

•

Control distribuido con alarmas para eliminación de pérdidas.

•

Recuperación del agua de sello de bombas de vacío.

•

Colocación de un recuperador de fibras por flotación con aire disuelto (DAF) en el efluente de papelería.

Inversiones en planta de pulpa •

Instalación de una nueva planta de digestión

•

Incorporación de una etapa de delignificación con oxigeno.

•

Colocación de una prensa lavadora previo al blanqueo.

•

Instalación de un filtro de escorias.

•

Cambio del filtro de barros por uno de mayor capacidad.

•

Se cambio la secuencia de blanqueo a ECF: O-Do-EOP-D1/PO junto con la instalación de una planta para producción de dióxido de cloro.

•

Se hizo un uso racional de las aguas recuperadas del blanqueo.

•

Se construyo una pileta de 13.000 m

para recepción de los derrames

bombeados desde piletines propios de cada sección. •

Cambio de resinas de intercambio por osmosis inversa para producción de agua desmineralizada.

Como inversiones adicionales para un aumento de producción a 180.000 ADT/año, se aumento la capacidad de la caldera de recupero y evaporación (a 75% de sólidos secos) con recolección y quemado de gases incondensables concentrados y diluidos. Instalación de un precipitador electroestático en chimenea del horno de cal y uno de mayor capacidad en chimenea de caldera de recuperación. Aumento de generación eléctrica por instalación de una turbina de 18 MW.

Descripción del recuperador de fibras DAF Los estudios comenzaron con la instalación de un equipo piloto (Foto 1) que trataba 3

10 m /h de efluente de papelería en forma continua con lo que se optimizó la dosis y tipo de polímero, además de evaluarse la eficiencia de separación de sólidos. Los datos medidos en diferentes días de operación se observan en el gráfico 1. La eficiencia se sostenía en 89-90% de separación de sólidos para diferentes relaciones de fibras a carga mineral, valor que se tomó como aceptable para este tipo de equipo. En la figura 3 se tiene el balance en condiciones normales de operación de planta. No obstante el equipo se diseñó como para admitir una sobrecarga de sólidos cuatro veces superior a lo normal (1800 ppm). Datos del equipo instalado: 3

Flujo de entrada: 700 m /h Carga de sólidos a la entrada: 1260 kg/h Consistencia de entrada: 1800 ppm Diámetro del flotador: 15,5 metros 2

Área efectiva de operación: 182 m

Presión de trabajo del aireador: 6 bar 3

Alimentación de aire: 76 Nm /h a 7 bar La pulpa recuperada es prensada en una prensa a tornillo hasta 25% de sólidos y vendida a terceros como pulpa de segunda calidad. Siguiendo con el proyecto de la PTE, durante el año 2007 con los efluentes ya reducidos a valores normales para una fabrica remodelada, se tomaron los siguientes valores como datos de base para el diseño de la planta de tratamiento: Tabla 2: Parámetros para diseño de la PTE. Parámetro

Efluente sector pulpa

Efluente de Papelería

Caudal (m /h)

850

650

DQO (mg/lt)

1188

100

DBO5 (mg/lt)

483

SST (mg/lt)

400

Temp. (ºC)

65.5

5-10

7-8

Luego se define como objetivo a conseguir para el efluente total ya tratado el aconsejado por la guía para fábricas de pulpa y papel del Banco Mundial (1998) (1). Tabla 3: Parámetros aconsejados por el Banco Mundial (1998). Parámetro

Valor máximo (*)

Caudal (m /ADT)

DQO (kg/ADT)

DBO5 (mg/lt)

SST (mg/lt)

AOX (kgCl-/ADT)

0.4

6-9

(*) para fábricas de pulpa kraft remodeladas. Se tomó un límite máximo para DQO más exigente que el aconsejado por la Comisión Europea (IPPC) (2), de 23 kg/ADT. En cuanto al AOX (orgánicos halogenados adsorbibles), de acuerdo a los ensayos de laboratorio (3), estarían debajo de 0.35 kgCl-/ADT en el efluente de blanqueo sin tratar y menos de 0.2 kgCl-/ADT en el efluente ya tratado. Luego se entregaron los parámetros de base para el diseño de la PTE a los proveedores de ingeniería y equipamiento nacionales e internacionales. Además se requería ajustarse al poco espacio disponible y tener bajo consumo de energía. El proveedor eligiría el mejor proceso para cumplir con las consignas fijadas. Consideraciones generales En cuanto al proceso a elegir se evaluaron ventajas y desventajas de los siguientes: Ø Laguna aireada: fue desestimada por la falta de lugar. Requieren piletas de gran volumen con tiempo de residencia, (T), entre 15 y 20 días. La remoción de DQO varía entre 30 y 60%. En clima húmedo y frió produce nieblas. En zonas poco aireadas producen mal olor (Esto también era una gran desventaja debido a la cercanía de la población). Ø Lecho móvil: Consta de un reactor (T = 2.5 hs) cargado con un material de relleno que hace de soporte a los microorganismos, mas una pileta (T = 8 hs), ambas aireadas. Requiere algún cuidado especial para evitar el sellado del material de relleno con sólidos sedimentables como ser excesiva cantidad de 5

fibras, carbonato de calcio, etc. Se obtienen remociones de hasta 60% de DQO. Ø Tricking filter: Este tipo de reactor consta de un material de relleno fijo que soporta a la masa de microorganismos, regados desde arriba por el efluente a tratar, en una corriente ascendente de aire. Estos sistemas suelen tener problemas de taponamiento, derrumbes, malos olores, proliferación de insectos y la remoción de DQO no supera el 30%. No obstante se visitó una planta en Suiza que tenia una alta remoción de DQO (55%) pero trataba solo 3

120 m /h en un reactor cerrado con corriente de aire enriquecido con oxigeno y con tratamiento de carbón activado posterior para eliminación de malos olores. El reactor era muy grande (16 m de diámetro por 26 m de altura) 3

hecho de acero y concreto, cuya inversión para tratar 850 m /h sería inviable. Ø Reactor anaeróbico: Tiene como atractivo la generación de biogás metano 3

como degradación anaeróbica del DQO (a razón de 0.35 Nm de metano por kg de DQO removido) (4) y generan menor cantidad de lodo biológico. No obstante se desestimó su uso por ser las bacterias altamente sensible a los químicos residuales usuales de una planta ECF kraft como ser peróxido, dióxido de cloro y sulfuros. Ø Tratamiento con lodos activados: Es el proceso más utilizado en fábricas de pulpa kraft por su alta eficiencia, posibilidad de controlar el consumo de oxigeno y utilizar relativamente poco espacio. Como desventaja tiene alta sensibilidad a las inestabilidades de operación (solucionable por el uso de una pileta ecualizadora), alta producción de lodos (pueden ser quemados) y alto costo operativo. Remoción de DQO esta en un rango de 60-85%. Elección del proceso Teniendo como prioridad la alta eficiencia de remoción de DQO y el poco espacio disponible se decide instalar un tratamiento con lodos activados con selector, al cuál se sumo luego, durante la etapa del diseño del proyecto, una zona previa, anóxica, para reducción del clorato. De esta forma se llega al último estado del arte, adoptado por las plantas más modernas del mundo. Los cálculos para el prediseño de la planta se muestran en el ANEXO 1, que permitió tener una idea de la viabilidad del proyecto y compararlo con las ofertas presentadas por los especialistas. La elección del proceso estuvo motivada además 6

por contar con un proveedor de ingeniería y equipamiento con experiencia en este tipo de plantas y con resultados probados en PTE de fábricas kraft de eucalipto visitadas oportunamente en Brasil. Descripción de la planta seleccionada Siguiendo el diagrama de proceso de la figura 1, primero se colectará en una pequeña pileta, los efluentes bombeados desde la línea de pulpa y de todo el complejo de recuperación. A continuación seguirá hacia una reja manual (ranura de 50 mm), otra automática (ranura 10 mm), se medirá el caudal en un canal parshall y 3

se recibirá en un tanque agitado de neutralización de 140 m de volumen, donde se ajustará el pH a un valor de 7 con acido sulfúrico o soda cáustica. De allí se alimentará a un clarificador primario de 35 metros de diámetro y 4,5 metros de 3

profundidad, con una carga de 0.88 m /m /h. Los sólidos a una concentración del 2% se prensarán en una prensa a tornillo y quedarán para disposición final al 40% de sólidos secos. Hasta aquí se describió la primera parte del proyecto que está próxima a arrancar. A continuación se describe la segunda parte de la cual ya se adquirieron los equipos para ser montados oportunamente. El liquido ya clarificado será bombeado hacia las torres de enfriamiento para ajuste de temperatura a 35 ºC y a la salida se dosificarán la urea, acido fosfórico (en relación BOD/N/P => 100/5/0.5) y antiespumante para luego entrar en la zona anóxica del tratamiento secundario. Luego pasará por el tanque selector más el 3

tanque de aireación. El volumen total será de 15.000 m , 50 metros de diámetro y 8 metros de profundidad (T=18 hs). El selector estará altamente aireado y diseñado para consumir el 60% del DQO removible, para generar una biomasa libre de bacterias filamentosas. La aireación se hará a través de membranas de burbuja fina 3

con una capacidad total de 12.000 Nm /h de aire. Luego la salida del tanque de aireación alimentará a un clarificador secundario de 44 metros de diámetro y 4,5 3

metros de profundidad, con una carga de 0.56 m /m /h. Parte del lodo sedimentado (a 0.8% de sólidos secos) se recirculará hacia el tanque selector y el resto se concentrará en un espesador hasta 2.5% de sólidos para luego ser centrifugado a 12% de sólidos y mezclado con licor negro para ser quemado en la caldera de

recuperación. El sistema contará con una pileta de emergencia de 13.000 m para recibir líquidos del proceso fuera de especificación y derrames de planta. En la figura 2 se observa un plano en planta de la zona prevista para la PTE, rodeando al horno de cal existente, donde puede verse la disposición ajustada de los clarificadores y tanque de aireación dentro del pequeño espacio disponible. Inversiones previstas: Flotador para efluente de papelería = 2.000.000 dólares (en operación) Tratamiento de efluentes sector pulpa = 15.000.000 dólares (en ejecución) Conclusiones Esperamos que con el proceso seleccionado se cumplan los parámetros fijados por autoridades locales, el Banco Mundial y el IPPC europeo. En cuanto a los vertidos de nitrógeno y fósforo esperamos encuadrarlos dentro de las normas una vez que tengamos la planta en funcionamiento para poder realizar la optimización final. Si en el futuro se requiriera una ampliación de capacidad de la planta quedó prevista la posibilidad de convertir el tanque selector a lecho móvil con lo que aumentaría la concentración de sólidos y con ella la eficiencia de remoción de DQO. Además sería más estable a perturbaciones operativas y generaría menor cantidad de lodos. Agradecimientos A directivos de AFCP, INTI Celulosa y Papel, y de Celulosa Argentina por incentivar y apoyar

la presentación de este tipo de trabajos técnicos que sirve para el

intercambio de conocimiento y fortalecimiento de la industria papelera. Referencias 1. Pollution Prevention and Abatement Handbook, World Bank Group, July 1998. 2. Integrated Pollution Prevention and Control (IPPC). Best Available Techniques in pulp and paper industry. December 2001. 3. Universidade Federal de Viçosa, Departamento de Engenharia Florestal, Laboratório de Celulose e Papel. 4. Control ambiental para la industria de la pulpa y el papel. TAPPI PRESS, segunda edición. 5. Wastewater Engineering, Metcalf & Eddy

FOTO 1

500

100

450

400

350

300

Consistencia AB

250

Consistencia AT 200

Recuperación de Fibras

150

% Recuperación de Fibras

Consistencia [ppm]

Gráfico 1 : Consistencia Agua Blanca (AB) y Agua Tratada (AT)

100

0 1

Agua Blanca

Nº de Muestra

FLOTADOR DAF

Consistencia : 450 ppm Agua Clarificada

Flujo de Sólidos : 315 kg/h Flujo : 700 m3/h

Consistencia : 50 ppm Flujo : 686 m3/h

Pulpa Recuperada Eficiencia : 89% Consistencia : 2% Flujo : 14 m3/h Pulpa Recuperada : 6.73 ton/día

Figura 3 : Balance en el Flotador DAF

ANEXO 1 Cálculo del sedimentador primario Primero se hicieron ensayos de sedimentación con los desagües combinados provenientes de la planta de blanqueo y del complejo de recuperación. El equipo utilizado fue el de la foto 2. Este consta de un tubo vertical de 6 pulg de diámetro por 3 metros de altura, con aislación. El mismo posee 5 válvulas de 0.5 pulg para muestreo a diferentes alturas y un flexible transparente para ver el nivel. El tubo se llena con el líquido a ensayar y se toman muestras a intervalos de tiempo para determinar la velocidad de sedimentación del sólido en suspensión. Así se determinaron los % de separación de sólidos para distintas densidades de carga 3

superficiales en m /m h y para distintas composiciones de los desagües combinados, cuyos resultados se encuentran en el gráfico 2. Como se puede observar, se obtienen separaciones de sólido mayores al 90% para densidades de 3

carga superficiales de 1 m /m h. Por lo que para el

diseño del sedimentador 3

primario se tomó una densidad de carga superficial de 0.88 m /m h para asegurar una buena separación. Capacidad de separación por clarificación en desagües combinados 100%

90%

80%

% S e p a ra c ió n

70%

60%

50%

40%

30%

20%

10% 0.0

1.0

2.0

3.0

4.0

5.0

6.0

7.0

Densidad de carga superficial m3/m2 h

FOTO 2

GRAFICO 2

8.0

9.0

10.0

Cálculo del tratamiento secundario Como paso previo y a fin de establecer el tamaño aproximado del terreno necesario para instalar la planta, se realizó un precálculo de la performance de un lodo activado para las condiciones de nuestro proceso. En base a esos resultados, se determinaron los posibles lugares apropiados disponibles dentro de los límites del predio industrial. De ser necesario un terreno de tamaño superior a los disponibles dentro del predio, este se disponía relativamente alejado de la zona industrial y cercana a zonas residenciales. De ser así influenciaría en el monto de la inversión necesaria y generaría problemas con la comunidad. A su vez los resultados de este cálculo permitió tener una idea de la viabilidad de las ofertas presentadas por los especialistas. En la tabla 4 se detallan las estimaciones de caudal, temperatura, SST, DBO y DQO de todos los desagües de planta. En Cálculos 1 y 2 se detalla el cálculo de la torre de enfriamiento para enfriar el efluente de 51ºC a 30ºC para adaptarlo al tratamiento con lodos activados. Se ha 2

previsto una torre de enfriamiento de 160 m con 2.9 unidades de transferencia. En Cálculos 3 se detalla el cálculo para el resto del tratamiento secundario. En líneas generales, este cálculo corresponde a un reactor de mezcla total con los siguientes parámetros: 3

Concentración de biomasa activa = 2.700 g/m Remoción de bCOD (DBO total) = 98% Tiempo de residencia hidráulico = 20 horas

Tiempo de residencia del lodo activo = 17 días Relación sustrato/microorganismo (F/M) = 0.33 kgBOD/kgSSVLM (sólidos volátiles del licor mezclado) Eficiencia de transferencia de oxígeno = 34% 2

Carga del clarificador secundario = 3.4 kgSST/m h Altura efectiva del reactor = 8 metros. 3

Volumen del reactor = 17.000 m

Consumo de energía específica total utilizada = 1.1 kwh/m de efluente Los parámetros cinéticos y el procedimiento de cálculo utilizados son del libro (5). Si bien el cálculo fue hecho para un reactor de mezcla completa, se instalará un

reactor de flujo pistón, el cual necesita menor volumen y por lo tanto utiliza menor espacio. TABLA 4 Con recirculación completa del agua recuperada de la Do

Estimación de desagües de planta 4 Base : 200,000 ADT/año Caudal Temperatura SST m3/h ºC gr/m3 Lavado/Digestión 40 45 400 Recupero/Evapo. 40 45 30 Purga caldera * 4 95 0 Imerys 20 45 200 Caustificación 40 45 400 Pileta emergencia 30 45 400 Complejo 174 46 283 Etapa Do 100 80 40 Etapa EOP 250 80 40 Piso Blanqueo 91 45 400 Blanqueo 441 73 112 615 65 162 Totales Diseño 850 400 Enfriamiento efluente 18600 Mcal *con fosfatos Sólidos del primario kg/día = kgss/kgDBOremovido = Lodos del secundario kg/día = Enfriamiento Etapa Do = 250 m3/h x (95-80) = Enfriamiento Etapa EOP = 250 m3/h x (95-80) =

DQO gr/m3 1200 1200 0 0 800 3000 1253 2280 1340 300 1339 1314 1100

DBO gr/m3

626

496 533 446

SST kg/ADT 0,64 0,05 0,00 0,16 0,64 0,48 1,97 0,16 0,40 1,46 1,97 3,9 13,6

DQO kg/ADT 1,9 1,9 0,0 0,0 1,3 3,6 8,7 9,1 13,4 1,1 23,6 32,3 37,4

DBO kg/ADT DQO/DBO

4,4

2,0

8,7 13,1 15,2

2,7 2,5 2,5

5000 0,5 4927 3750 Mcal 3750 Mcal

CALCULOS 1

Balance de energía Temperatura del agua de enfriamiento Temperatura máxima a torre

ºC

Caudal corrientes calientes Blanqueo Temperatura corriente caliente

m3/h

Caudal otras corrientes Temperatura corriente tibias

m3/h

Temperatura requerida

30 51

ºC

350 80

ºC

265 45,8

ºC

Calor a retirar efluente (caudal diseño) Calor retirar proceso blanqueo Total de calor a torre enfriamiento

Kcal/h

Caudal de recirculación

m3/h

25.707.317 29897,610 Kw 7.500.000 8722,500 Kw 33.207.317 38620,110 Kw

Kcal/h Kcal/h

1581

CALCULOS 2

Torre de enfriamiento Caudal de agua Area de torre Intensidad de lluvia (L) L/G Flujo de aire KadV/L % agua evaporada Flujo másico agua evaporada

Caudal arriba Caudal abajo

Temperatura de entrada Temperatura de salida Calor transferido

Presión atmosférica Temperatura bulbo seco Temperatura bulbo húmedo Presión de vapor

Torre 439,25 At 157,84 L_ 2,78 LlG 1,02555 G 2,71 2,8933 nd agua_Evap3,323% Lo_ 0,09564 15,0959 wag

p tda twa pva xa pvda xvda hra rhoa

Entalpia del aire frio

Temperatura bulbo seco

tda_

Punto de rocío

Humedad relativa

kg agua/seg/m2 kg agua/kg aire kg aire seco/seg/m2 2,94

kg agua/seg/m2 kg agua/seg

Aire ambiente 1,013 bar 35,00 gr cent 26,50 gr cent 0,035 bar 0,0221 kg agua/kg aire 0,0185 kg agua/kg aire 0,057 bar 0,0367 kg agua/kg aire 50,3 % 1,133 kg aire hum/m3 82,80 kj/kg aire seco

Aire caliente 41,57 gr cent xa_ 0,0537 kg agua/kg aire pp_ 0,08053 bar tdp 41,57 gr cent pvda_ 0,081 bar xvda_ 0,0537 kg agua/kg aire hra_ rhoa_

Entalpia del aire caliente

Agua a enfriar 2,879 2,783 tw_in 51,00 gr cent tw_out 30,00 gr cent q_w 265,303 Kw/m2 41875,5 Kw

xva

Humedad relativa

kg agua/seg

Ha_

Calor especifico aire seco ca Calor vaporizacion agua 0ºC rv Calor especifico agua cw Calor especifico vapor de agua cv Lw Numero de Lewis

100,00

1,088 180,57

% kg aire hum/m3 kj/kg aire seco

Propiedades 1,01 kj/kg gr C aire seco 2501 kj/kg 4,19 kj/kg gr C 1,88 kj/kg gr C 0,9

CALCULOS 3 Planta de tratamiento de efluentes Parámetros Biológicos iCODs iBOD 5 iUBODs= ibCODs inbCODs

g/m3

iCODs

g/m3

iBOD5

g/m3

ibCODs

g/m3

inbCODs

TSSo VSSo nb VSSo Tasa de separación en el tratamiento primario iTSS iVSS i nb VSS Equivalencia entre bVSS y bCOD MLVSS biom asa activa=X MLSS biomasa total Temperatura

g/m3

TSSo

g/m3

VSSo

g/m3

nb VSSo

g/m3

iTSS

g/m3

iVSS

g/m3

i nb VSS

1100 446 669 431 400 350 100 0,75 100 87,5 25 1,1 2700 4675 35

f_prim

g COD/g VSS

Ratio_COD_VSS

g/m3

g/m3 ºC

ratio_2

2,5

COD_diseño

ratio_1

1,5

iBOD5*ratio_1

BOD_diseño iCODs-ibCODs TSS_diseño ratio_3

0,9

ratio_4

0,3

ratio_5

0,9

VSSo*(1-f_prim)

0,3

nb_VSSo*(1-f_prim)

TSSo*(1-f_prim) ratio_6

70%

Efluente COD_ef total BOD_ef total Tss_ef

g/m3

COD_ef

g/m3

BOD_ef

g/m3

Tss_ef

461 30 18

ratio_7

41,9%

inbCODs+S+Xe*Ratio_COD_VSS S+Xe*Ratio_COD_VSS Xe*MLSS_reactor/MLVSS_reactor

Parámetros cinética Biológica Synthesis yield Coeficiente decaimiento biológico Coefiente de temperatura Constante de media velocidad Veloc. esp. máxim a de utilización del sustrato Coefiente de temperatura Fracción de residuos de biomasa

mg VSS/mg bCOD

1/d

g/m3

0,60 0,1 1,02 150 2,2 1,04 0,1

ød 1/d

g VSS/ g VSS

Reactor Caudal del influente Concentración del substrato soluble+ bVSS Carga diaria de bCODs+bvss Tasa de remoción del substrato o bCOD en el reactor Velocidad de utilización del sustrato Velocidad específica de utilización del substrato Velocidad de crecim iento de biom asa Producción neta de VSS HRT Tiempo de residencia hidráulico Volumen del reactor Tasa de producción de residuos biomasa Producción total de VSS Ratio de producción de VSS totales observado

m3/d

Kg/d

Load_día

g/m3

E S

g bCOD/m3 d

rsu

g bCOD/ g VSS d

g VSS/m3 d

98,2% 13

Caudal_diseño*24

ibCODs+(iVSS-i_nb_VSS)*Ratio_COD_VSS (So*Q/1000)

Hacer 0 modificando la tasa de remoción de sustrato

So*(1-E) -k*X*S/(Ks+S)*ø^(T-20)

-869 0,32 158

g VSS/g bCOD

Ybio

0,18

-rg/rsu

horas

HRT

20 17000

g VSS/m3 d

r_debris

g VSS/m3 d

r_xt_vss

36 224

g VSS/g bCOD

Yobs

0,26

Fraccion de biomasa activa en el MLVSS obs Velocidad específica de crecimiento biomasa SRT Tiempo de residencia de lodo activo

20400 738 15046

g/m3

SRT

-rsu*Y-kd*X*ød^(T-20)

Q/24*HRT X*fd*kd*ød^(T-20) rg+r_debris+Q/V*i_nb_VSS -r_xt_vss/rsu

0,70

F_x_act g VSS/ g VSS d

-rsu/X

rg/r_xt_vss

0,059 17

-rsu*Y/X-kd*ød^(T-20) 1/µ

o VSS en el efluente clarificador secundario

g/m3

X+kd*ød^(T-20)*fd*X*SRT+i_nb_VSS*SRT/HRT*24

MLVSS en el reactor

g/m3

MLVSS_reactor

3833

X+kd*ød^(T-20)*fd*X*SRT+i_nb_VSS*SRT/HRT*24

Producción de biomasa heterotropa Producción de residuos de células nbVSS en el influente Producción de VSS totales

Kg/d

Q*Y*(So-S)/(1+kd*ød^(T-20)*SRT)/1000

Producción de TSS a ser purgado

(A+B)/0.85+C_+Q*(iTSS-iVSS)/1000

Masa de MLVSS Masa de MLSS MLSS en el reactor Ratio de producción de VSS totales observado Ratio de producción de TSS totales observado Requerim iento de oxígeno Requerim iento específico de O2 SOUR (specific oxigen uptake rate) AOTR F/M Carga orgánica

Kg/d

P_x_vss

2688 618 510 3815

Kg/d

P_x_tss

4654

m_r_mlvss

m_r_mlss

g/m3

MLSS_reactor

g VSS/g bCOD

Yobs_

g TSS/g bCOD

Yobs_tss

Kg/d

Ro SOUR

Kg O2/h

AOTR

suma

Lorg

P_x_vss*SRT P_x_tss*SRT m_r_mlss/V*1000

0,26 0,31

(A+B+C_)/((So-S)*Q)*1000

10082 0,68 2,63 420,1

Q*(So-S)/1000-1.42*(A+B)

0,33 0,89

Kg BOD/d Kg MLVSS Kg bCOD/d m3

Q*i_nb_VSS/1000

65160 79476 4675

Kg O2/Kg bCOD remov g O2/g MLVSS d

fd*kd*ød^(T-20)*Y*Q*(So-S)*SRT/(1+kd*ød^(T-20)*SRT)/10

P_x_tss/Load_día

Ro/(Q*(So-S)/1000) Ro/MLVSS_reactor Ro/24

0,114 0,535

Kg BOD/d Kg MLSS Q*So/V/X Kg BOD5/d m3

Q*So/V/1000

Clarificador secundario 12,6 SVI objetivo SVI máximo Velocidad de sedimentación interface Factor de seguridad Over flow rate

Area del clarificador secundario Diám etro clarificador secundario Factor de recirculación Caudal de recirculación lodos Densidad de flujo de sólidos (Flux)

Ajustar hasta el factor (So-S)*So/MLVSS_reactor/HRT/S*24 deseado

SVI SVImax

144 200

0,42 1,8

7*EXP(-600/1000000*MLSS_reactor)

SF OR_d OR_h

5,6 0,24

Vi*24/SF OR_d/24

A_sec D_sec

3613 67,8

Q/OR_d

m/h

m 3/m2 d m/h

RAIZ(A_sec*4/PI())

Kg ss/m 2 h

SLR

2,063 42087 3,4

OTE

34%

((0.0046*LN(ratio_aire)-0.0313)*(hd/0.3048)^2+(2.445*ratio_

alfa

0,5 0,8 0,95 0,4

alfa*Fox

f_rec Qr

1/(100/(MLSS_reactor/10000)/SVI-1) Q*f_rec (Q+Qr)*MLSS_reactor/1000/A_sec/24

Sistema de aereación OTE Eficiencia de transferencia del oxígeno Alfa Factor de ensuciamienito Beta Alfa x factor ensuciamiento Densidad estándar del aire Altitud Presión atmosférica Temperatura am biente Concentración O2 de saturación a T ºC Concentración O2 de saturación a 20ºC DO Oxigeno disuelto en el reactor Profundidad del difusor Presión a media profundidad Concentración O2 de saturación a T ºC y 1/2 profun SOTR Requerim iento de oxígeno Requerim iento de aire

Caudal volumétrico de aire estandar

Fox beta alfa_x_fox Kg/m3

sdens

alt

Kpa

Patm

ºC

Tamb

g/m 3

Cs_T

g/m 3 g/m 3

Cs_20 Cl

Kpa

Pmedia_prof

g/m 3

Cs_T_med

Kg O2/h

Factor SOTR

Kg O2/min Kg aire/m in

Rot Raire_tot

Kg aire/seg

w_aire

sm3/m in

Qaire_st

1,2 25 101,3 25 7,0 9,08 3 8,0 39,2 9,7 0,390 1076,2

sm 3/h

Presión a la profundidad de liberación Area del reactor Caudal de aire por unidad de superficie Min caudal de aire por unidad de superficie requerido Perdida de carga lineas Perdida de carga difusor Factor por ensuciamiento difusores Persión descarga compresión Relación de compresión Temperatura decarga com presor Eficiencia del com presor Potencia de compresión Energía específica de la aereación

Difusor EDI Flex air 00268 90x1003 EPDM Flujo aire pico 44 scfm Flujo aire diseño 9-27 scfm Area activa Relación de aire en difusores

scfm

Qaire_st_scfm

Kpa

Prof

Sup_reactor

m3/m 2h m3/m 2h

Q_superficial Q_superficial_min

Kpa

dif_P

Kpa

dif_difusor

Kpa

P_comp r_com p

ºK ºC

T_comp

Longitud de tuberías aire Diámetro tubería Area de flujo Caudal a las condiciones de flujo Velocidad del aire Fanning Perdida de carga tubería

189,2 11355 6683 179,8

Raire_tot/sdens

Raire_tot/60

Qaire_st*60 Qaire_st/0.3048^3

V/(hd+0.4) Qaire_st*60/Sup_reactor

(0.8276*ratio_aire+5.53)*25.4*9.8/1000 Prof+dif_P+dif_difusor*(1+fac_ensuc) P_comp/Patm Tam b+273.15*r_comp^0.283 T_comp-273.15

W kw

Kwh/m3

Kwh_ esp

0,47

W kw/Q*24

scfm

Q_difusor

15 2,64 5,7

Q_difusor/A_act

sqft

A_act

scftm/sqft

ratio_aire n_difusores

446

Sup_tot_act

109,4 18,5

Numero de difusores Area total activa Relacion de superficies

(beta*Cs_T_med-Cl)/Cs_20*1.024^(T-20)*alfa*Fox AOTR/Factor SOTR/OTE/60 Rot/0.23

30 2,5 20% 212,8 2,101 362,0 88,9 80% 396,0

ef_comp

hd/2*9.8 (Pm edia_prof+Patm)/Patm*Cs_T

52,2 227,1 3,8

2023,8 5,6 2,7

fac_ensuc

0.0021*T^2 - 0.2554*T + 13.355

Ratio_sup m inches

L_tub D_tub_inches

D_tub

A_flujo

m 3/m in

Qaire_act

m/seg

V_aire F_fanning

300 12 0,3048 0,073 111,2 25,4 0,014

h_tub

0,028

lps

Q_ins

Elev_torre Rend_bba

236 8 75%

Altura a elevar agua de recirculación

Elev_rec

2,5

Potencia bombeo a torres Potencia de bombeo recirculación Potencia de los ventiladores (3) Compresión de aire Potencia clarificadores y otros auxiliares Potencia total utilizada Energía específica total utilizada

Pot_bba

257 166 90 396 20 929 1,09

Kpa

w_aire*8.314*T_comp/(29.7*ef_comp*0.283)*(r_comp^0.28

REDONDEAR.MAS(Qaire_st_scfm/Q_difusor;0) n_difusores*A_act*0.3048^2 Sup_reactor/Sup_tot_act

D_tub_inches*0.0254 PI()*D_tub^2/4 Qaire_st*T_comp/(20+273.15)*101.3/P_comp Qaire_act/60/A_flujo 0.029*D155^0.027/D157^0.148 0.0000000982*(F_fanning*L_tub*T_comp*Qaire_act^2/(P_com

Torre de enfriamiento Caudal horario Altura a elevar el agua Rendimiento bomba

Pot_bba_rec

Pot_vent

Kw Kw

Pot_comp Pot_aux

Kw Kwh/m3

Pot_total Pot_esp_total

Q/24/3.6

Q_ins*Elev_torre/9.8/Rend_bba Qr/24/3.6*Elev_rec/9.8/Rend_bba W kw Suma Pot_total/Q*24

DISEÑO DE EXPERIENCIAS EN LA OPTIMIZACIÓN DEL BLANQUEO A ESCALA INDUSTRIAL Temática: Procesos/Mantenimiento María Cristina Area1, Alberto Venica2 1

Programa de Investigación de Celulosa y Papel, FCEQYN, Universidad Nacional de Misiones, Posadas, Misiones. m_c_area@fceqyn.unam.edu.ar 2 Celulosa Argentina S.A., Fábrica Zárate, Zárate, Bs As. venica@fibertel.com.ar

INTRODUCCIÓN El objetivo del trabajo fue la optimización del proceso de blanqueo de la fábrica Zárate de Celulosa Argentina S.A. Dicha fábrica producía pulpas quimimecánicas a la soda fría de mezclas de salicáceas y eucalyptus. El blanqueo se realizaba con peróxido de hidrógeno en medio alcalino, en 2 torres colocadas en serie (1 etapa). La propuesta trató de disminuir el costo global del blanqueo de las pulpas (regulado básicamente por la cantidad de peróxido de hidrógeno consumido), sin producir modificaciones en el blanco final. El resultado principal a evaluar fue la carga inicial de peróxido de hidrógeno aplicada sobre pasta. El plan experimental aplicado en la fábrica, consistente en variar la temperatura de blanqueo y la relación entre la carga alcalina y la carga de peróxido, surgió como consecuencia de: 1) experiencias previas realizadas en laboratorio, que señalan a estas variables como las más importantes a variar sin modificación de la infraestructura, 2) sugerencias de consultores internacionales, de disminuir la temperatura y aumentar la relación álcali/peróxido; 3) condiciones de blanqueo usuales recomendadas en la literatura; 4) necesidad de verificación de condiciones ya experimentadas en la fábrica, aunque en forma no sistemática. En las condiciones utilizadas se destacaron dos variables cuyos valores son atípicos si se los compara con datos de otras plantas que utilizan el mismo proceso de blanqueo pero para otro tipo de pulpas (CTMP, TMP, etc.) o con datos de laboratorio. Esas variables son el consumo de peróxido de hidrógeno y la relación soda peróxido. El consumo, de 7%, es muy elevado para los estándares conocidos, pero no debemos olvidar que se estaba blanqueando una pasta obtenida mediante un proceso diseñado para producir pasta para papel periódico con 60° ISO de blanco. El blanco de la pasta cruda era de apenas 34 - 38° ISO. Sobre la baja relación soda/peróxido se discutirá más adelante. 1

Para establecer las condiciones del ensayo, se verificaron los valores medios y desvíos standard de todas las variables de la planta consideradas de interés, a partir de los datos históricos de agosto y septiembre de 1995, (condiciones estables). El plan experimental planteado consistió en un diseño de tipo EVOP (Evolutionary operation), el cual fue concebido con el objetivo de optimizar procesos continuos. Se trata de un diseño factorial de 2 variables a 2 niveles con un punto central. El método debe ser aplicado siempre con la ayuda de personas que conozcan bien el proceso que se desea optimizar. El trabajo se realiza por etapas, utilizando nuevas condiciones solamente cuando existe evidencia estadística de lograr un conjunto mejor de ellas. Las etapas a seguir son: 1) Se establecen las condiciones iniciales del diseño, o sea, los niveles de las variables que se desea optimizar. 2) Se fija el tiempo de muestreo, de acuerdo con la duración de los efectos transitorios (recuperación del estado estacionario luego de introducir la perturbación). 3) Se van obteniendo las respuestas. 4) Se analizan los efectos de las variables en estudio sobre las respuestas. 5) Se realizan 3 o mas ciclos en las mismas condiciones, para asegurar los efectos y sus límites de confianza (con el recálculo continuo del desvío standard). 6) Una vez asegurada la tendencia, se definen los nuevos niveles con una pequeña variación con respecto a los anteriores y se recomienza. 7) Se verifica continuamente que la media estimada aumenten en cada ensayo. DESCRIPCIÓN A partir de los datos del proceso se elaboró para el mes de octubre de 1995, el plan experimental que se presenta en la Figura 1. .

FIGURA 1: Plan experimental para el 1º ciclo del EVOP.

Con estos datos se elaboró una planilla, se imprimió un comunicado, y se realizaron reuniones con los jefes de turno y analistas, a fin de interiorizarlos en los objetivos del 2

ensayo, y las modificaciones a realizar. La responsabilidad del manejo de las variables recayó en una de las personas mas experimentadas del sector, para quien se imprimió una descripción detallada de las condiciones de realización de las experiencias. El plan consistió básicamente en producir pequeñas variaciones de la relación solución alcalina/peróxido y del “set point” (SP) de temperatura de la torre 1 en el sector de blanqueo. Las modificaciones se produjeron cada 48 horas y a la misma hora, siempre que la marcha fuera estable. Para esto, se contó con una planilla donde se registró: el número de experiencia, el SP de temperatura y el “ratio”1 de solución alcalina, y donde debían consignarse: fecha y hora en que se realizó la modificación. La relación entre los caudales de solución alcalina y de peróxido, mediante la cual se fija la relación soda/peróxido, se varió modificando el ratio del controlador de caudal de solución alcalina, solución de soda cáustica y silicato de sodio en proporciones fijadas experimentalmente. Esta operación pudo realizarse en forma sencilla debido a que un medidor en línea de grado de blanco y peróxido residual controla el caudal de peróxido de hidrógeno y este a su vez regula el caudal de solución alcalina. Las variaciones que presentaba la planilla eran 5, repetidas 4 veces (20 experiencias en total). En los casos en que se produjeran inconvenientes en el resto de planta (como disminuciones en la producción), el período de experimentación de cada punto debía extenderse hasta que las condiciones fueran nuevamente estables. Las condiciones establecidas para cada día no deberían ser modificadas hasta 48 horas después si la marcha era estable (con la producción media histórica de aproximadamente 130 t/día), o mas tiempo, si no había por lo menos 10 datos en las planillas obtenidos con marcha estable. Posteriormente, se llevarían las variables a los valores

correspondientes

nuevo

punto,

salvo

cuando

produjeran

los

inconvenientes que se detallan: a) La planta debía funcionar en régimen (la marcha debía ser estable). Por este motivo, si se producían paradas imprevistas, o alteraciones importantes en la marcha, se debían mantener las condiciones del punto de ensayo hasta entrar nuevamente en régimen (tener en la planilla del día, un mínimo de 10 lecturas de carga de H2O2, antes de recomenzar). b) No se debían producir problemas con las especificaciones del producto (blanco requerido) por causa del plan experimental. Por lo anterior, si las modificaciones introducidas un día determinado producían inconvenientes graves, a saber: caída 1

“ratio”: Constante, modificable por el operador, que utiliza el controlador para cumplir con una ecuación lineal con ordenada al origen igual a cero. Ej.: CaudalH2O2 = A•CaudalSolución alcalina donde A = “ratio”. 3

brusca del blanco, reversión, etc., debían llevarse las variables inmediatamente a los valores utilizados antes del comienzo del plan experimental (ratio: 45, Temperatura: 73,5°C), esperar 48 h, y recomenzar posteriormente el plan en el punto en que se detuvo la experimentación. Del plan original se excluyó el punto 2, ya que se trataba de las condiciones en que se encontraba funcionando la fábrica hasta ese momento, (en forma estable desde hacía por lo menos 3 meses), por lo cual se supuso que, en principio, se podía contar con los datos ya registrados. Los datos se analizaron estadísticamente mediante un programa de computadoras adecuado al efecto. RESULTADOS La evaluación estadística de los datos del 9 al 31 de octubre, indicó: 1)

aumentar

temperatura,

disminuyen

los

requerimientos

H 2O 2,

(estadísticamente, la temperatura muestra un leve efecto negativo sobre la carga de H2O2, según puede observarse en la Figura 2). 2) Al aumentar la carga alcalina, aumenta la demanda de H2O2 (estadísticamente, la relación álcali/peróxido aparenta poseer un leve efecto positivo sobre la carga de H2O2, lo que puede verse en la Figura 2). 3) La interacción es significativa, marcando diferencias en los consumos de peróxido de hidrógeno para valores extremos de las variables. 4) El consumo real de H2O2 sobre pasta (carga de H2O2 - residual), muestra una pequeña variación positiva con la solución alcalina, (aumenta el consumo cuando aumenta la carga alcalina). 7.1

carga de H2O2

7 6.9

FIGURA 2: Efectos de la temperatura y

6.8

el ratio de solución alcalina sobre la

6.7

carga inicial de peróxido.

6.6 A:Tem peratura

B:RatioSA

Al contrario de lo que se observa en otras plantas con procesos similares, de los datos de literatura y de las recomendaciones recibidas, este ensayo indicó que no es conveniente para el proceso incrementar la relación soda/peróxido si deseamos reducir el consumo de peróxido. Este comportamiento se debe a que: 4

este tipo de pulpas llega al proceso de blanqueo con pH entre 10,0 y 10,5, lo que hace necesario una menor cantidad de álcali para obtener las mejores condiciones de blanqueo.

si se quisiera mantener una relación soda/peróxido igual a 1 como es normal para procesos donde el consumo de peróxido varía entre 1,5 y 3% sobre pasta, el pH de blanqueo sería superior a 11,5. A este pH la velocidad de descomposición alcalina del peróxido de hidrógeno es mayor que la velocidad de blanqueo por lo que se hace imposible blanquear a esos pH a un costo razonable. La relación soda/peróxido óptima disminuye a medida que se incrementa el consumo de peróxido.

Estas conclusiones corresponden a los resultados de 3 ciclos, realizados en condiciones muy variables de producción de la fabrica, con muchas paradas, y con un punto correspondiente al mes de agosto (punto 2), por lo cual las conclusiones se consideraron confiables, pero debían ser verificadas. Para corregir los inconvenientes surgidos y verificar esas condiciones, se decidió incluir el punto 2 (T= 73,5°C; Alc./ H2O2= 0,4). Esta demostración y los resultados obtenidos nos llevaron a diseñar un nuevo ensayo hasta detectar diferencias, manteniendo cada punto del diseño por lo menos 48 h (si la marcha fuera estable con la producción media histórica de aproximadamente 130 t/día), o mas tiempo, si no hubiera por lo menos 10 datos en las planillas, obtenidos con marcha estable. La propuesta se basó en la continuación del plan experimental EVOP que comenzó el 1/10/95, y del cual se realizaron 3 ciclos. De acuerdo con los resultados obtenidos se definieron los nuevos puntos: Temperatura entre 71 y 76ºC y relación álcali/peróxido entre 0,47 y 0,43. CONCLUSIONES El diseño experimental EVOP demostró ser una herramienta útil para la optimización del proceso de blanqueo, permitiendo estudiar la influencia de distintas variables sin que se produjeran alteraciones significativas en la pasta obtenida. Esta fue utilizada sin inconvenientes en la fabricación de papeles durante todo el tiempo que duró el ensayo. Al contrario de lo comúnmente observado para procesos de blanqueo similares, el proceso en nuestra planta requería temperaturas relativamente altas (> 70°C) y una relación soda/peróxido inusualmente baja (< 0,5). Las razones de este comportamiento son el proceso de pulpado (a la soda fría, CMP) y el diseño de la planta. 5

EFECTIVIDAD DE DIFERENTES PRETRATAMIENTOS EN EL BLANQUEO AL PERÓXIDO DE PULPAS CELULÓSICAS INDUSTRIALES Temática: Procesos/Mantenimiento 1

Barboza, Olga M. 1, Area, María C. 1, Felissia, Fernando E. 1, Venica, Alberto D. 2 Programa de Investigación de Celulosa y Papel, FCEQYN, Universidad Nacional de Misiones. Félix de Azara 1552 (3300), Posadas, Misiones, Argentina (obarboza@fceqyn.unam.edu.ar) 2 Massuh S.A., Camino Gral. Belgrano Km. 14,5, San Francisco Solano, Bs.As., Argentina

Introducción En el blanqueo con peróxido de hidrógeno de pulpas de alto rendimiento, la presencia de iones metálicos de transición catalizan la descomposición del peróxido, y genera radicales libres intermediarios, altamente oxidantes y no selectivos. Los principales iones metálicos responsables de la descomposición del H2O2, en orden decreciente de acción catalítica son: Mn > Fe > Cu, cuando están presentes en concentraciones superiores a 1 ppm. Los iones metálicos pueden provenir de la madera o del agua de proceso. La industria papelera ha utilizado tradicionalmente dos métodos para la remoción de metales de la pulpa. El primero, consiste en una etapa de quelación y remoción de los quelatos formados por espesado o lavado. El otro método es un tratamiento ácido para solubilizar los metales que se eliminan posteriormente por lavado. En el caso de algunas fábricas (por ejemplo, la antigua fábrica Zárate de Celulosa Argentina S.A.), la concentración de manganeso en las aguas de proceso era poco importante con respecto a la concentración de hierro. Sumado a ésto, las condiciones generales de pH, tiempos de retención en piletas etc., no eran las más adecuadas para el pretratamiento con DTPA y por lo tanto, dicho pretratamiento no presentaba máxima eficiencia Era importante, entonces, verificar si dentro de la variedad de quelantes ofrecidos por diferentes proveedores, alguno funcionaba mejor que los tradicionales: EDTA y DTPA. Se planteó entonces como objetivo general de este trabajo, estudiar el efecto de un tratamiento ácido y varios agentes quelantes, evaluando su incidencia en la respuesta al blanqueo de pastas químico-mecánicas industriales a la soda fría. Se probaron, DTPA (A), DTPMPA (B); HEDTA (C), Mf-ac (mezcla de fosfonatos y ácidos hidroxicarboxílicos D), y ácido glicólico (E).

Descripción La materia prima fue pulpa quimimecánica industrial a la soda fría de latifoliadas. El trabajo se realizó en tres etapas. En la primera, se verificó la eficiencia de los productos ensayados en la extracción de iones metálicos durante el pretratamiento de las pulpas. En la segunda, se evaluó el efecto de la etapa anterior sobre el blanqueo con peróxido en una etapa y en la tercera, se verificó la influencia de la incorporación de un tratamiento ácido previo a la quelación y al blanqueo. Primera Etapa: Pretratamiento Se realizaron ensayos con los quelantes A, B, C y D, manteniendo constantes la temperatura (60 ºC), el tiempo (20 min), la consistencia (3 % bps) y variando: pH: 4 – 7 – 10 Dosificación (% bps): 0,2 – 0,35 – 0,5

Se adoptó un diseño factorial: 22 con 2 repeticiones del punto central, totalizando 6 experiencias por quelante (Tabla 1). Posteriormente se realizaron ensayos con ácido glicólico a los niveles de concentración mencionados y a pH 3, según se presenta en la Tabla 2. En la Tabla 3 se presentan la codificación de los ensayos. Tabla 1: Ensayos con quelantes Ensayos 1 2 3 4 5 6

Aplicación reactivo (% bps) 0,20 0,20 0,50 0,50 0,35 0,35

Tabla 2: Ensayos con Ácido Glicólico (pH: 3)

pH 4 10 4 10 7 7

Ensayos 7 8 9

Aplicación reactivo (% bps) 0,20 0,35 0,50

Tabla 3: Codificación ensayos Pulpa sin tratamiento DTPA DTPMPA HEDTA Mf-ac Ácido Glicólico

00 A B C D E

En total se realizaron 27 experiencias. Se determinó el contenido de Mn y Fe por espectrofotometría de absorción atómica.

Segunda Etapa: Blanqueo Se realizaron dos ensayos de blanqueo, el primero pretratando la pulpa con DTPA y el segundo, con DTPMPA. Las condiciones fueron: 3% bps de consistencia, temperatura de 60 ºC, aplicación de quelante de 0,5 % bps y tiempo de 20 minutos. Luego del pretratamiento, se realizó el blanqueo (condiciones en Tabla 4). 2

El blanqueo se realizó en bolsas plásticas.

Tabla 4: Condiciones de Blanqueo

Al finalizar el tiempo de blanqueo, se

Consistencia (% bps) Temperatura (ºC) Tiempo (h) H2O2 (% bps) NaOH (% bps) Silicato (% bps) pH

determinó

final,

residual.

Después

álcali del

peróxido

lavado,

confeccionaron las hojas para ensayos

11 75 2 6 1,6 5 10,5-11

ópticos. Tercera Etapa: Tratamiento ácido (pH 3) Se trabajó con la misma consistencia y tiempo que en la Primera Etapa. Al terminar el pretratamiento ácido, la pulpa total (previo espesado), se dividió en tres porciones: 1º porción: se determinó el contenido de iones metálicos. 2º porción: se realizó el blanqueo. 3º porción: se blanqueó la pulpa luego un pretratamiento con quelante. Se compararon DTPA y DTPMPA a tres concentraciones, manteniendo constantes la temperatura (60 ºC), el tiempo (20 min) y la consistencia (3 % bps), (códigos y concentraciones en Tabla 5). Al finalizar la reacción, se extrajeron muestras para determinar iones metálicos y se prosiguió con el blanqueo. Con la pulpa lavada se

Tabla 5: Pretratamiento - Codificación Ensayos

Trat. ácido

Quelante

0 0A1 0A2 0A3 0B1 0B1 0B3

Sí Sí Sí Sí Sí Sí Sí

------DTPA DTPA DTPA DTPMPA DTPMPA DTPMPA

Aplicación Quelante (% bps) ------0,20 0,35 0,50 0,20 0,35 0,50

elaboraron hojas para ensayos ópticos. Resultados 1º Etapa: Comparación de Quelantes en el pretratamiento 35 30 25 20 15 10 5 0 0

1A 1B 1C 1D 2A 2B 2C 2D 3A 3B 3C 3D 4A 4B 4C 4D 5A 5B 5C 5D Mn

Fe/10

Fig. 1: Contenido de Mn y Fe vs. quelantes (A= DTPA; B= DTPMPA; C= HEDTA; D= Mf-ac; 1= tasa 0,2-pH 4; 2= tasa 0,2-pH 10; 3= tasa 0,5-pH 4; 4= tasa: 0,5-pH 10; 5= tasa 0,35-pH 7)

2º Etapa: Comparación del efecto de la etapa de quelación sobre el blanqueo Tabla 6: Blanqueo variando los quelantes en el pretratamiento Pulpa cruda Quelante (blancura 33%) DTPA DTPMPA Blanco 69,4 70,9 b* 14,1 13,4 Álcali Residual (%bps) 33,8 42,5 H2O2 consumido (%bps) 43,3 48,0

3º Etapa: Influencia de un tratamiento ácido previo a la aplicación de quelantes

30 25 20 15 10 5 0 0

8E Mn

Trat.ac

Fe/10

Fig. 2: Efectos de los tratamientos con ácido glicólico y ácido sulfúrico

Fig. 3: Comparación del Mn en pulpas (ppm) con quelación y tratamiento ácido-quelación a distintas tasas de aplicación

Fig. 4 Comparación del contenido de Fe en pulpas (ppmx10) con quelación y tratamiento ácido quelación a distintas tasas de aplicación Tabla 7: Comparación de tratamiento ácido (0) + quelantes (A, B), (pulpas con pretrat. ácido) Códigos

Cruda

Quelación

H2O2r (% bps) H2O2c (% bps) NaOHr (% bps) NaOHc (% bps) Blancura (% ISO)

1,080 82,0 0,672 58,0 66,4 33,4

Ganancia Blanco

33,0

0A1 DTPA (0,2 %) 0,736 87,7 1,197 25,2 64,7 31,7

0A2 DTPA (0,35 %) 1,278 78,7 0,898 43,8 65,5 32,5

0A3 DTPA (0,5 %) 1,068 82,2 1,035 35,3 64,7 31,7

0B1 DTPMPA (0,2 %) 0,670 88,8 1,170 26,8 70,0 37,0

0B2 DTPMPA (0,35 %) 0,750 87,5 1,130 29,4 70,0 37,0

0B3 DTPMPA (0,5 %) 1,150 80,8 1,110 30,6 69,7 36,7

Tabla 8: Comparación de quelantes con y sin pretratamiento ácido Ácido Si No Si No

Quelante DTPA DTPA DTPMPA DTPMPA

Blanco 65,5 69,4 70,0 70,9

blancura 32,5 36,4 37,0 37,9

b* 17,2 14,1 14,3 13,4

NaOH c (% bps) 43,8 33,8 42,5 29,0

H2O2 c (% bps) 78,7 43,3 87,6 48,0

Tabla 9: Propiedades ópticas de pulpas almacenadas en la oscuridad durante 6 meses Tratamiento Ácido / Ácido / Ácido / (dosajes % bps) DTPA 0,20% DTPA 0,35% DTPA 0,50% Código Blanco (I) Blanco (II) Blanco (III) - blanc. I-II (%) - blanc. II-III (%) - blanc. I-III (%)

0A1 64,70 63,06 62,83 2,53 0,36 2,89

0A2 65,50 63,33 62,99 3,31 0,52 3,83

0A3 64,70 62,41 62,23 3,53 0,29 3,82

Ácido / DTPMPA 0,20% 0B1 70,00 67,80 67,45 3,14 0,52 3,66

Ácido / DTPMPA 0,35% 0B2 70,00 67,47 67,16 3,61 0,46 4,07

Ácido / DTPMPA 0,50% 0B3 69,70 67,90 67,51 2,58 0,57 3,15

Conclusiones -

Con un pretratamiento de quelación se produce la mayor remoción de Fe en medio ácido. A pH= 4 hay diferencia significativa entre quelantes, presentando el “Mf-ac” la menor efectividad. Las dosificaciones no presentaron diferencias en ningún caso. A pH neutro y alcalino, todas las respuestas se igualaron en un nivel similar al de control.

En condiciones neutras y alcalinas se logró la mayor remoción de Mn, no existiendo diferencias entre quelantes, pero sí entre concentraciones (> a 0,5%). En medio ácido, el quelante “Mf-ac” presentó la menor remoción.

En general, DTPA y DTPMPA presentan el mejor desempeño en condiciones alcalinas.

En las pruebas de blanqueo de las pulpas pretratadas, el uso de DTPMPA incrementó en un punto la blancura con respecto al DTPA, con un 5% más de consumo de H2O2.

El pretratamiento ácido produjo una importante remoción de iones metálicos, pero esa disminución no influyó en la blancura final de la pulpa.

Las pulpas tratadas con ácido y luego con DTPA y DTPMPA, presentaron similares niveles de disminución de la blancura después de 6 meses de almacenamiento en la oscuridad. Con DTPMPA, las blancuras fueron sustancialmente mayores, aún después de la reversión. Los valores de los parámetros a* y b* muestran un desplazamiento del color de la pulpa hacia el rojo y más leve hacia el amarillo. Los ensayos de reversión térmica, produjeron una leve pérdida de blancura, con un aumento del valor de a*.

CARACTERIZACIÓN DE PULPAS KRAFT DE Eucalyptus grandis TRATADAS CON FOSFONATOS EN DIFERENTES ETAPAS DE BLANQUEO TCF Temática: Procesos/Mantenimiento Area, M.C.1, Felissia, F.E.1, Ferreira, P.J. 2, Carvalho, M.G.2, Barboza, O.1, Bengoechea, D.1 1

Programa de Investigación de Celulosa y Papel - FCEQyN – Universidad Nacional de Misiones m_c_area@fceqyn.unam.edu.ar 2 CIEPQPF, Chemical Eng. Dep., Faculty of Science and Technology of University of Coimbra

INTRODUCCIÓN En trabajos anteriores se encontró que la eliminación temprana (etapas de digestión y lavado) de iones metálicos produce mejoras significativas en el blanqueo TCF. La mejor secuencia de empleo del quelante fosfonado DTPMPA (ácido dietilen triamino penta(metilen fosfónico)) en la obtención de pulpas kraft blanqueadas de eucalipto, involucró su aplicación en las etapas de digestión, lavado y blanqueo TCF. Como verificación, se aplicó dicha secuencia a una pulpa industrial con resultados alentadores. Los efectos encontrados con la aplicación de fosfonatos sobre las pulpas pueden explicarse a través del equilibrio iónico en las fibras. En principio, se estudiaron los efectos del contraión (Na+ y Ca2+) sobre las propiedades de las pulpas kraft de Eucalyptus grandis en las etapas de lavado de la pulpa marrón. Se encontró que las pulpas marrones de laboratorio requieren menor energía de refino que las industriales para llegar a 30ºSR y sus hojas presentan mejores resistencias y propiedades ópticas, así como una superficie más suave y homogénea. El cambio de base disminuyó las resistencias y aumentó la blancura, siendo los efectos del Ca2+ mayores que los del Na+. Mientras que el DTPMPA agregado en el pulpado disminuyó el contenido de calcio, no mostró un impacto relevante sobre las propiedades mecánicas y ópticas, tendiendo a aumentar la heterogeneidad de la superficie, la superficie específica y la porosidad. El objetivo de este trabajo fue verificar el efecto de la aplicación de un quelante fosfonado en las etapas de lavado y blanqueo OOpP (oxígeno, oxígeno con peróxido, peróxido) y OQOpP (con una etapa de quelación) sobre las características y propiedades de las pulpas, a las que se realizó un cambio de base a sodio y calcio. Se examinó la incidencia de la base y del fosfonato sobre las características de las fibras y propiedades de las hojas.

DESCRIPCIÓN Una pulpa industrial de Eucalyptus grandis se sometió a un cambio de base con los contraiones Na+ o Ca2+ y luego fueron blanqueadas utilizando diferentes tratamientos de quelación en ambas secuencias, generando 20 pulpas por el agregado de fosfonatos en las diferentes etapas (Figura 1). Se analizaron, para cada base (calcio o sodio), número kappa, viscosidad, ácidos hexenurónicos, índice de cristalinidad, propiedades mecánicas, permeabilidad al aire, propiedades ópticas, densidades verdadera y aparentes (bulk y Skeletal), porosidad total y superficie específica. En este trabajo se determinan también las características morfológicas de las fibras mediante el análisis computarizado de imágenes, y su incidencia sobre las demás propiedades de las pulpas.

Ca based pulp

W+Q

O+Q

Q= 0,050

Na based pulp

Q= 0,100

O+Q

Pulps 1 a 10 Na+ Q= 0, 025

P+Q

Op +Q

Q= 0,025

P+Q

Q= 0,025

Pulpas base Ca o Na

Cantidad total Q

0,025

0,100

0,125

0,150

0,175

0,150

0,175

Figura 1: Diseño experimental y cantidades de quelante aplicado (% b.p.s.) Tabla 1: Condiciones operativas de las etapas O, Q y P Presión de O2 (kg/cm2) Consistencia (%) Temperatura (ºC) Tiempo (min) Carga de NaOH (% b.p.s.) Carga de H2O2 (% b.p.s.) Carga de MgSO4 (% b.p.s.) b.p.s. %: Porcentaje base pulpa seca

O 6 10 100 30 2 -0,05

Q DTPMPA -3 60 30 ----

Op 6 10 100 120 1 1 0,05

P -10 90 120 1,5 3 0,1

RESULTADOS Los resultados de los iones en pulpas se presentan en la figura 2, sus características químicas en las figuras 3a (base Ca) y 3b (base Na), sus propiedades físicas y mecánicas 2

en las figuras 4a y 4b, el peróxido consumido en las etapas del blanqueo y las propiedades ópticas, en la figura 5, las propiedades microscópicas de las pulpas finales en la figura 6a e imágenes de curvatura y dislocamiento de fibras en 6b y 6c, y otras propiedades físicas y superficiales de las hojas en la figura 7.

80 70 60

Ca Pulpas base Ca

meq/kg

Na Pulpas base Na Mg Pulpas base Ca

Mg Pulpas base Na

Na Pulpas base Ca Ca Pulpas base Na

20 10 0 0

Figura 2: Iones en pulpas

90 80 70

60 50 40 30

20 10 0

80 70 50 40 30 10 0

Viscosidad

5 Ac.Hex.

Ac. Carboxílicos

Viscosidad

Ac.Hex.

Ac. Carboxílicos

Figura 3: Características químicas de las pulpas, a) base calcio y b) base sodio

0 1

2 SR

Índice rasgado

Índice tracción

Permeabilidad al aire

Índice rasgado

Índice tracción

Permeabilidad al aire

Figura 4: Propiedades físicas y mecánicas de las pulpas: a) base calcio y b) base sodio

100 90 80 70 60 50 40 30 20 10 0 1

H2O2 cons. Ca (%)

H2O2 cons. Na (%)

Blancura ISO Ca (%)

Blancura ISO Na (%)

Figura 5: H2O2 consumido y propiedades ópticas de las pulpas

0,14 0,12 0,1 0,08 0,06 0,04 0,02 0 7

Li media Ca [µm]/1000

Li media Na [µm]/1000

ICp Ca

10 ICp Na

ID Ca

ID Na

Figura 6a: Propiedades microscópicas de las pulpas (longitud media de fibras, Índices de enrollamiento ponderado y de dislocación)

Figura 6b. Curvatura de fibras

Figura 6c. Dislocamiento de fibras

1 0,8 0,6 0,4 0,2 0 1

Porosidad total/100 Ca

Porosidad total/100 Na

Sup.Específica Ca

Sup.Específica Na

Figura 7: Otras propiedades físicas y superficiales de las hojas de pulpa 4

CONCLUSIONES El agregado de Mg2+ (como estabilizador) en las etapas O, Op y P, alteró las bases de las pulpas siendo el ion Mg2+ el más abundante después de la etapa P. Se observó que las pulpas inicialmente “base calcio”, poseen igual cantidad de Ca y Na después de la etapa P, mientras que las pulpas inicialmente “base sodio” poseen una baja cantidad de Ca2+. La distribución del quelante en las etapas O y Op tuvo un efecto más positivo que su utilización alternativa en una etapa adicional Q, en reactor separado. Los efectos del quelante son siempre más notorios en las pulpas en base calcio. En las secuencias OOpP y OQOpP, la etapa O es la que promueve la mayor deslignificación por unidad de aumento de blancura, mientras que en la etapa P, el descenso del índice kappa es reducido. En la primera etapa O se produce una mayor variación de la superficie específica y de la densidad verdadera (aumenta) y de la porosidad total (diminuye). Además de la blancura y del rasgado, el índice de cristalinidad aumenta continuamente a lo largo del proceso de blanqueo, debido a la remoción de material amorfo. La presencia del quelante aumenta el índice de cristalinidad, la cantidad de ácidos hexenurónicos, el índice de rasgado y disminuye la porosidad. El cambio de base influye sobre: o la longitud media de fibras, el volumen específico y la permeabilidad al aire de las hojas (> en pulpas base Na), o el índice de tracción, la blancura, el índice de dislocaciones ID (kinks), las densidades skeletal, bulk y aparente y la porosidad total (> en base Ca2+). El consumo de peróxido disminuye al agregar quelante en las etapas Op y P, y también con la cantidad total de quelante agregada. El índice de dislocaciones ID (kinks) disminuye con quelante en Op, sobre todo en las pulpas en base calcio. No se encontró que los índices ICp e ID afecten a las propiedades mecánicas de las pulpas finales. La incorporación de quelante en la etapa P produce mayores blancuras finales (superando 85% ISO). En estas condiciones, las hojas son menos amarillas y menos rojizas, y poseen mayor tracción y menor permeabilidad al aire, por ser más cerradas (menor volumen específico), pese a que sus fibras presentan menor longitud (sobre todo en las pulpas en base calcio) y densidad skeletal. 5

OPTIMIZACION DEL BLANQUEO EN UNA ETAPA DE PULPAS QUIMICOMECANICAS INDUSTRIALES Temática: Procesos/Mantenimiento María Cristina Area,Fernando Esteban Felissia,Olga Marina Barboza Programa de Investigación de Celulosa y Papel, Facultad de Ciencias Exactas, Químicas y Naturales, Universidad Nacional de Misiones, Posadas, Misiones, Argentina

Introducción El objetivo del trabajo fue optimizar el blanqueo en una etapa con peróxido de hidrógeno en condiciones alcalinas de pulpas de alto rendimiento de latifoliadas implantadas, con el fin de obtener pastas de alta blancura al menor costo posible. Se utilizaron pulpas de la fábrica Zárate de Celulosa Argentina S.A. (pastas a la soda fría de mezclas salicáceas y eucalyptus). Este trabajo se realizó en forma simultánea con un estudio en fábrica (1) y se utilizó como referencia para el ajuste del proceso. Para la selección de las variables de mayor influencia sobre este tipo de pulpas, se realizó un trabajo de “tamizado o screening” y se realizaron ensayos preliminares, para decidir las condiciones del diseño experimental definitivo. Se trabajó en 1 etapa con 3 variables: consistencia (15 a 25%), carga de peróxido (4,3 a 7,7% bps) y temperatura (61,5 a 78,5 ºC). La alcalinidad total en todos los casos fue de 4,2% bps (3% de silicato de sodio + 3,5% de NaOH). Descripción La materia prima fue pulpa quimimecánica a la soda fría de latifoliadas (50% de salicáceas y 50% de eucalyptus), de la fábrica Zárate de Celulosa Argentina S.A. Las pulpas se pretrataron con DTPA. Las condiciones del pretratamiento fueron: 3% bps de consistencia, tiempo de 15 minutos, temperatura de 60 ºC, concentración de DTPA de 0,5 % bps. El licor de blanqueo consistió en: peróxido de hidrógeno, hidróxido de sodio, silicato de sodio. La alcalinidad total en todos los casos fue de 4,2% bps (3% de silicato de sodio + 3,5% de NaOH). Las pulpas se colocaron en bolsas de polietileno. Seguidamente se agregó el licor de blanqueo ajustando la consistencia deseada en cada caso mediante el agregado de agua destilada. Se mezcló para homogeneizar, se sellaron las bolsas y se colocaron en baño termostatizado a la

temperatura correspondiente en cada caso. De acuerdo con los ensayos preliminares el tiempo se fijó en 2 horas. Las pulpas se remezclaron manualmente a intervalos de 30 minutos, a fin de lograr una buena homogeneización licor-pasta. Al finalizar el tiempo de blanqueo, se extrajeron muestras de licor para realizar las determinaciones de pH final, álcali y peróxido residual. A continuación las pulpas se diluyeron al 1% de consistencia y se neutralizaron con metabisulfito de sodio.Las condiciones de blanqueo en 1 etapa establecidas por el diseño experimental se presentan en la tabla 1. Tabla 1: Diseño experimental. operación 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17

consistencia 17 23 17 23 17 23 17 23 15 25 20 20 20 20 20 20 20

H2O2 5,0 5,0 7,0 7,0 5,0 5,0 7,0 7,0 6,0 6,0 4,3 7,7 6,0 6,0 6,0 6,0 6,0

Temperatura 65,0 65,0 65,0 65,0 75,0 75,0 75,0 75,0 70,0 70,0 70,0 70,0 61,6 78,4 70,0 70,0 70,0

Posteriormente al lavado, se confeccionaron las hojitas para ensayos ópticos y físicos (normas TAPPI 218 y 200); se realizaron los ensayos físicos, también según normas TAPPI y se midieron las blancuras como % Elrepho. Los resultados de las distintas secuencias se analizaron estadísticamente mediante un software específico. Resultados Las propiedades fisicomecánicas de la pulpa inicial fueron: blancura inicial: 47,0, volúmen específico: 2,47; índice de explosión: 0,88; índice de tracción 25,34; índice de rasgado: 3,38. Los resultados de las experiencias se presentan en la tabla 2. 2

Tabla 2: Resultado de las experiencias operaci贸n

H2O2c (% inicial)

H2O2c (bps)

H2O2r (bps)

Blancura

V.E.

Iexp.

Itrac.

Irasg.

58,2

2,91

2,09

75,4

2,10

1,27

29,18

4,25

57,4

2,87

2,13

75,8

2,09

1,27

29,27

3,98

47,8

3,35

3,65

76,1

2,11

0,25

29,49

3,55

58,1

4,07

2,93

77,3

2,07

1,24

28,34

4,11

64,0

3,20

1,80

78,8

2,08

1,42

30,44

4,47

70,2

3,51

1,49

79,8

2,10

1,32

31,52

4,07

55,6

3,89

3,11

80,7

2,08

1,33

30,70

4,06

62,1

4,35

2,65

81,0

2,03

1,39

31,64

3,82

55,8

3,35

2,65

77,8

2,14

1,18

27,26

3,52

69,0

4,14

1,86

78,8

2,00

1,32

31,26

3,90

72,2

3,12

1,20

76,8

2,24

1,22

29,00

3,72

58,6

4,50

3,18

79,3

2,09

1,30

29,25

3,72

44,3

2,66

3,34

75,8

2,09

1,22

26,82

3,83

66,0

3,96

2,04

81,0

2,07

1,30

29,48

3,64

65,3

3,92

2,09

76,9

2,13

1,22

28,41

4,03

60,3

3,62

2,38

77,5

2,11

1,35

30,25

4,00

64,0

3,84

2,16

76,8

2,06

1,24

30,07

3,62

Los efectos de las variables independientes con influencia significativa en las respuestas, se presentan en las figuras 1 a 8. BLANCO

BLANCO 75

7 .0

8 0.4 7 9.8

7 9.2

6 .6 CARGA H2O2

TEMPERATURA

7 9 .0

7 8.6

7 8 .7 6 .2

7 8 .5 7 8 .2

5 .8

7 8 .0

5 .4

67 7 7.4 7 5.6

65 5

5,4

7 6.2 5 ,8

6 ,2

7 6.8 6,6

7 7 .1

5 .0 1 7 ,0

1 8 ,2

1 9 ,4

7 7 .3 2 0 ,6

7 7 .6 2 1 ,8

7 7 .8

2 3 ,0

C O N S IS T E N C IA

C A R G A H 2O 2

Figura 2: Influencia de la consistencia y de la carga inicial de H2O2 sobre la blancura.

Figura 1: Influencia de la temperatura y de la carga inicial de H2O2 sobre la blancura.

H 2 O 2 C O N S U M ID O

H 2 O 2 C O N S U M ID O 7 ,0

6 ,6

4 .1 6 CARGA H2O2

TEMPERATURA

73 71

4 .0 2 69 3 .8 8

67 3 .0 4

65 5 ,0

5 ,4

3 .1 8 5 ,8

3 .3 2

3 .4 6

6 ,2

6 ,6

4 .0 7 3 .9 4

6 ,2

3 .8 1 5 ,8 3 .6 8 5 ,4

3 .7 4

3 .6

4 .2

3 .5 5 3 .0 3

5 ,0 1 7 ,0

7 ,0

3 .1 6

1 8 ,2

1 9 ,4

3 .2 9 2 0 ,6

3 .4 2

2 1 ,8

2 3 ,0

C O N S IS T E N C IA

CARG A H2O 2

Figura 3: Influencia de la carga inicial de H2O2 y de la temperatura sobre el consumo de H2O2 (bps).

Figura 4: Influencia de la carga inicial de H2O2 y de la consistencia sobre el consumo de H2O2 (bps).

H 2O 2 C O N S U M ID O

P E R O X ID O R E S ID U A L

TEMPERATURA

3.9

3.8

3.7 67 3.2 17,0

18,2

3.3 19,4

20,6

3.4 21,8

2.94

69 3.12

3.6 65

3.5

23,0

5,0

5 ,4

C O N S IS T E N C IA

6,2

6 ,6

7,0

Figura 6: Influencia de la carga inicial de H2O2 y de la temperatura sobre el H2O2 residual (bps). PER OXID O RESIDUA L

P ER O X ID O R E S ID U A L

3.03

5,8

C A R G A H 2O 2

Figura 5: Influencia de la consistencia y de la temperatura sobre el consumo de H2O2 (bps).

7,0

2.58 2.76

1.68 1.86 2.04 2.22 2.4

2.86 2.69

2.35

6,2

2.18

5,8

2.01 5,4

2.52

TEMPERATURA

CARGA H2O2

6,6

2.1

2.2

2.3 67

1.84

2.4 1.67

5,0 17,0

18,2

19,4

20,6

21,8

2.8

23,0

17,0

C O N S IS TE N C IA

18,2

2.7 19,4

20,6

2.6 21,8

2.5 23,0

CO NSISTENCIA

Figura 7: Influencia de la carga inicial de H2O2 y de la consistencia sobre el H2O2 residual (bps).

Figura 8: Influencia de la consistencia y de la temperatura sobre el H2O2 residual (bps). 4

Las ecuaciones de predicción de blancura, de consumo de peróxido y de peróxido residual, en función de las variables significativas transformadas, son:

Blancura= 77,98 + 0,33 * consistencia + 0,70 * H2O2 + 1,79 * temperatura H2O2 consumido= 3,60 + 0,20 * consistencia + 0,40 * H2O2 + 0,29 * temperatura H2O2 residual = 2,40 - 0,20 * consistencia + 0,60 * H2O2 - 0,29 * temperatura

Conclusiones -

Los mayores valores de blancura (81%) se obtuvieron con los niveles mas elevados de temperatura y carga inicial de peróxido.

La consistencia posee una influencia muy leve sobre el blancura final, consumo y residual de peróxido, siendo mucho mayores los efectos de la carga inicial de peróxido y de la temperatura.

El efecto de la carga de peróxido sobre el blancura es siempre creciente en todo el rango de trabajo.

A cualquier temperatura, un aumento de la carga inicial de H2O2 produce un aumento del blancura y del residual. Los residuales en general son elevados, por lo cual un aumento de tiempo de reacción llevaría a un aumento adicional de blancura.

Al trabajar en una etapa, es preferible obtener el menor residual posible (dentro de los límites que permite la reversión), y por lo tanto sería mejor continuar con la reacción. Es decir que se obtendría el mismo blancura a menor temperatura con la misma carga de peróxido, pero durante un mayor tiempo. La selección de las condiciones dependerá de las limitaciones tecnológicas de la planta de blanqueo.

La consistencia produce un aumento muy leve del blancura, un aumento del consumo, y la consecuente disminución del residual. Puede obtenerse la misma blancura a una consistencia mas baja, pero aumentando la carga inicial de peróxido. Esto es una consecuencia lógica de la mayor dilución de los rectivos de blanqueo.

En cuanto a las propiedades fisicomecánicas, el blanqueo produjo una disminución del 16% del volúmen específico, un incremento del índice de explosión del 45%, del índice de tracción del 17% y del índice de rasgado del 15%, todo en valores promedio.

Las variables estudiadas no presentan influencia significativa sobre estas propiedades, por lo que se presume que las variaciones son debidas a la alcalinidad. 5

AGENTES ANTI-INCRUSTANTES EN EL PULPADO KRAFT Temática: Procesos/Mantenimiento FELISSIA, Fernando.E. 1, AREA, María.C. 2, BARBOZA, Olga.M. 1, BENGOECHEA, Dora.I. 1 1

Investigadores. 2 Directora. Programa de Investigación de Celulosa y Papel - FCEQyN – Universidad Nacional de Misiones. m_c_area@fceqyn.unam.edu.ar

INTRODUCCIÓN La formación de incrustaciones en el digestor durante el pulpado Kraft disminuye la productividad, ya que reduce la eficiencia del pulpado, aumenta los costos de energía y las paradas para limpieza ácida. La principal fuente de calcio es la madera, seguido por el licor blanco. La cantidad de calcio liberada en la cocción depende principalmente de la especie de madera y de la cantidad de corteza entrante en el sistema. En el lavado de pulpa marrón, se logra solamente un 5% de reducción del calcio en la pulpa. El carbonato proviene de varias fuentes, de la ruptura del complejo lignina-carbohidratos y de la decarboxilación de las hemicelulosas durante el pulpado, de los licores alcalinos negro y blanco, de la clarificación incompleta del licor, del agua y de la atmósfera. El proceso Kraft, debido a sus condiciones de operación de alta alcalinidad, temperaturas y presiones elevadas, promueve las incrustaciones de CaCO3. Los depósitos se producen debido a que se excede el límite de saturación del CaCO3, por cambios de temperatura y presión, en el medio acuoso del proceso. Prácticamente todos los materiales presentes en el proceso (madera, agua, piedra caliza, otros) contribuyen a la formación de depósitos. La madera es fuente de calcio, potasio, magnesio, sílice, manganeso, hierro, aluminio y sodio. La piedra caliza posee calcio, magnesio, estroncio, etc. Un análisis de las incrustaciones en un precalentador de licor blanco mostró que los depósitos contienen 13 y 87% de materiales orgánicos e inorgánicos respectivamente. La porción inorgánica incluyó 41% de carbonato de Ca y Mg. Los depósitos cáusticos en las cañerías contenían más del 74% de materiales inorgánicos. Este trabajo estudia el quelante fosfonado DTPMPA (ácido dietilen triamino penta(metilen fosfónico) y agentes anti-incrustantes comerciales (solos o combinados con el quelante),

como inhibidores de precipitación de CaCO3. Se siguió la evolución del contenido de calcio total y soluble en el licor negro durante la cocción.

DESCRIPCIÓN Las astillas de Pinus taeda proporcionadas por Alto Paraná S.A. se clasificaron manualmente. El licor blanco se preparó usando NaOH, Na2S.9H2O y Na2CO3 (todos en grado analítico) para controlar la cantidad de Ca introducida al sistema. Los polímeros anti-incrustantes Dequest 9020 (poliacrilatos modificados) y Dequest 9030 (copolímero de acrilato sulfonado) y la sal sódica del DTPMPA en solución acuosa fueron provistos por Solutia Inc. Todos los productos ensayados son agentes anti-incrustantes comerciales. Fueron catalogados como A (poliacrilatos modificados), B (copolímeros de acrilatos sulfonados), C y D (formulación y naturaleza del polímero desconocidos). Las cocciones Kraft se realizaron en un digestor MK de 7L. Antes de la cocción, se lavó el digestor con ácido, enjuagando con agua desionizada. Las condiciones de cocción fueron: relación licor-madera (5:1); álcali activo: 24% sms; sulfidez: 35 %, Na2CO3: 10g/L, temperatura máxima: 170 ºC; tiempo de impregnación: 60 min; Factor H: 2000. Se extrajeron 10 muestras por cocción. Para la determinación de calcio total, se transfirieron 2mL de muestra a un tubo de centrífuga, agregando 10 mL de una solución de HCl al 4%, agitando y centrifugando 15 minutos a 2900 rpm. El sobrenadante (Cl2Ca), se recogió en un tubo de ensayo de 10 mL (lavado con ácido, enjuagado y secado). Para las determinaciones del calcio soluble, se filtraron 5 mL de muestra usando una membrana de nylon (tamaño de poro 0,45 µm), donde quedan retenidas las sales insolubles del calcio (tales como CaCO3 y CaSO4), pasando el Ca soluble en álcalis. Sobre el filtrado, se procedió de igual forma que para la determinación de calcio total. El calcio suspendido se obtuvo por diferencia entre el calcio total y el calcio soluble. Para la determinación de los contenidos Ca, Mg, Fe, Cu y Mn en la pulpa, se agregó HCl al 4% a la pulpa a 2% de consistencia durante una hora. Posteriormente se filtró y se analizó el filtrado. Se determinaron las concentraciones de calcio en el licor blanco, madera, pulpa, licor negro, agua de lavado de la pulpa y en la solución ácida con que se lavó el digestor. Todos los metales se determinaron por espectroscopía de absorción atómica con un equipo Perkin Elmer modelo Analyst 200.

RESULTADOS El contenido de metales en pulpas se presenta en la Tabla 1. Tabla 1: Contenido de iones metálicos en pulpas (cocciones sin y con polímeros anti-incrustantes) Ca Mg Cu (ppm) (ppm) (ppm) 1322 329 4,75 Control* 1030 216 3,53 A (0,05 %) 969 214 2,91 B (0,05 %) 1089 213 2,55 C (0,012 %) 1048 207 1,92 D (0,12 %) 1323 139 1,42 D (0,012 %) 1043 426 2,35 Q (0,2 %) 600 243 3,58 A (0,05 %) + Q 0,2 394 160 n.d. B (0,05 %) + Q 0,2 *Control = Cocción sin agregado de polímero anti-incrustante ni quelante

Fe (ppm) 20,2 10,2 10,8 9,91 5,23 14,0 5,29 8,52 8,10

Mn (ppm) 38,4 45,0 43,1 47,8 44,7 48,7 17,0 14,1 15,7

La evolución en el tiempo del calcio total y soluble en los licores de cocción se muestra en las figuras 1 y 2. La Figura 3 muestra el balance de masa para el calcio total en todas las cocciones. La figura 4 muestra el calcio total, soluble, y suspendido en muestras de licores de cocciones sin pulpa, con DTPMPA y polímero D.

102

134

Temperatura (ºC) 170 170 170

170

Ca en licores negros (ppm)

70 60 50 40 30 20 10 0 -20

100

120

140

160

180

tiem po (m in)

Ca t Control Ca t C Ca t Q 0.2

Ca t A Ca t D 0,12 Ca t (A + Q 0.2)

Ca t B Ca t D 0,012 Ca t (B + Q 0.2)

Figura 1: Contenido de Ca total en licores negros obtenidos con DTPMPA y polímeros 3

102

134

Temperatura (ºC) 170 170 170

170

Ca en licores negros (ppm)

70 60 50 40 30 20 10 0 -20

100

120

140

160

180

tiem po (m in)

Ca sol Control Ca sol C Ca sol Q 0.2

Ca sol A Ca sol D 0,12 Ca sol (A + Q 0.2)

Ca sol B Ca sol D 0,012 Ca sol (B + Q 0.2)

Figura 2: Contenido de Ca soluble en licores negros de cocciones con DTPMPA y polímeros 100%

5,0 6,7

27,2

80%

5,7

31,1 6,5

60% 88,3

40%

67,1

62,3

25,7

24,0

4,1

6,6

7,4 4,2

0,0 35,9

20,6

36,5

39,4 37,4

88,4

70,2

69,4

64,1 40,0

20%

26,1

0% Ca Control

Ca A

Ca B

Ca C

Ca Total pulpas (mg)

Ca D 0,12

Ca D 0,012

Ca Q 0.2 Ca (A + Q 0.2)

Ca Total licor negro (mg)

Ca (B + Q 0.2)

Diferencia

Figura 3: Balance de masa para Ca total con DTPMPA y polímeros anti-incrustantes 100

Ca (ppm)

80 60 40 20 0 0

Ca t Control Ca t D Ca t Q

80 100 tiem po (m in)

Ca sol Control Ca sol D Ca sol Q

120

140

160

180

Ca susp Control Ca susp D Ca susp Q

Figura 4: Ca total, soluble, y suspendido en licores de cocciones sin pulpa, con DTPMPA y polímero D 4

CONCLUSIONES -

Usando técnicas de laboratorio, puede evaluarse el funcionamiento de productos antiincrustantes. Sin embargo, se requiere otra metodología para determinar la naturaleza del calcio suspendido y su participación en el proceso acumulativo que conduce a la formación de una capa de incrustación adherente.

El DTPMPA, actúa como agente anti-incrustante de forma semejante a los polímeros.

Sin aditivos (control), la mayor parte del calcio permanece en la pulpa, al igual que con los polímeros y el DTPMPA solos, aunque en menor proporción.

En las cocciones sin aditivos (control) y con polímeros solos, se observa que el calcio total en el licor aumenta hasta una temperatura de 135ºC (ocurre la sobresaturación) y luego

decrece,

(precipitación

CaCO3),

manteniéndose

muy

bajas

concentraciones durante el resto del proceso. El calcio soluble muestra un comportamiento similar con una diferencia aproximada del 5% en la mayoría de los casos (calcio suspendido). -

Cuando se combinan los polímeros con DTPMPA se observa una importante interacción, aumentando notablemente la cantidad de calcio extraído de las pulpas. Las pulpas finales no presentan diferencias en rendimiento y viscosidad con respecto al control.

Al usar el fosfonato solo o combinado con los agentes anti-incrustantes estudiados, el calcio soluble se mantiene estable durante el pulpado. Esto permitiría suponer que la mayor concentración de Ca en el licor negro que va a evaporación no producirá incrustaciones en el sistema. Por otro lado la reducción de contenido de Ca en la pulpa, podría reducir los depósitos de oxalato de calcio en etapas posteriores al pulpado.

La cantidad de calcio suspendido en el licor llegó a ser significativa solamente con el uso de DTPMPA solo y del polímero A con 0,2% de DTPMPA.

6LVWHPD GH 5HFXSHUDFLyQ \ 5HXWLOL]DFLyQ GH &DORU SDUD 5RGLOORV 6HFDGRUHV HQ 0DTXLQD &RQWLQXD GH 3DSHO &DUWXOLQD

7HPiWLFD (VWD UHIRUPD LQIOX\H HQ ODV WUHV WHPiWLFDV SRU XQ ODGR WHQGUHPRV XQD GLVPLQXFLyQ GH FRQVXPR GH YDSRU UHGXFLHQGR OD HPLVLyQ GH JDVHV D OD DWPyVIHUD UHFXSHUDFLyQ GH DJXD HYDSRUDGD OD SRVLELOLGDG GH DPSOLDU OD YHORFLGDG GH SURGXFFLyQ GH OD PDTXLQD \ DO HOLPLQDU GH IRUPD PDV HILFLHQWH OD KXPHGDG WHQGUHPRV XQD PHMRUD HQ OD FDOLGDG GHO SURGXFWR $XWRU ,QJ 6HUJLR - +HUQiQGH] VHUJLRMKP#JPDLO FRP ,QWURGXFFLyQ (VWD LGHD VXUJH GH TXHUHU PHMRUDU HO UHQGLPLHQWR GH OD PDTXLQD GH XQD IRUPD SUDFWLFD \ VHQFLOOD UHXWLOL]DQGR HQHUJtD &DORU TXH VH OLEHUD D OD DWPyVIHUD &RPR HV GH HVSHUDUVH HO VLVWHPD QR HV PiV TXH XQ LQWHUFDPELDGRU GH FDORU DLUH DLUH DSOLFDGR HQ OD VHFFLyQ GH VHFDGR SRU URGLOORV 'HVFULSFLyQ (Q OD ILJXUD VH SXHGH REVHUYDU XQ HVTXHPiWLFR GH FyPR VH LPSOHPHQWDUtD HVWH VLVWHPD FRPR WDPELpQ ODV WHPSHUDWXUDV GH ORV IOXLGRV D HVWXGLDU

)LJXUD &RPR VDEHPRV OD SULPHUD HWDSD GH URGLOORV SUHVHFDGRUHV VH XVDQ SDUD DSOLFDU HQHUJtD HQ IRUPD GH FDORU DO SDSHO FDUWXOLQD SDUD OXHJR HQ ORV URGLOORV VHFDGRUHV SRGHU OLEHUDU OD KXPHGDG \ ORJUDU XQD FRQVLVWHQFLD GH KRMD GHO DO 3RU HVWH PRWLYR QXHVWUR LQWHUpV VH HQIRFD HQ DFHOHUDU HVWH ~OWLPR SURFHVR FRQ OD LQ\HFFLyQ GH DLUH FDOHQWDGR SRU HO LQWHUFDPELDGRU HVWH GHVSOD]DUD HO DLUH VDWXUDGR GH YDSRU GH OD VXSHUILFLH GHO SDSHO FDUWXOLQD FRPR FRQVHFXHQFLD WHQGUHPRV XQD GLVPLQXFLyQ GH OD WHQVLyQ GH YDSRU HQ OD VXSHUILFLH (VWH DLUH FDOHQWDGR VH H[WUDH GHO H[WHULRU VH OR ILOWUD \ SDVD SRU HO

LQWHUFDPELDGRU GH FDORU HQ GRQGH UHFLEH OD HQHUJtD GHO DLUH VDWXUDGR GH YDSRU TXH VH H[WUDH GH OD FiPDUD GH URGLOORV VHFDGRUHV 1RUPDOPHQWH ODV WHPSHUDWXUDV GHO DLUH HQ OD ]RQD DOWD GHO VHFDGRU URQGDQ ORV & (VWDV FiPDUDV HVWiQ FHUUDGDV OD PRGLILFDFLyQ LPSOLFD UHHPSOD]DU HO WHFKR GH OD PLVPD SRU HO LQWHUFDPELDGRU DJUHJDU ORV GXFWRV QHFHVDULRV SDUD OD FRQGXFFLyQ GH ORV IOXLGRV OD LQVWDODFLyQ GH ORV HOHPHQWRV SDUD OD LQ\HFFLyQ GHO DLUH \ OD LQVWDODFLyQ GH ODV WXUELQDV UHVSHFWLYDV

)LJXUD (Q OD )LJXUD VH LGHQWLILFDQ \ UHSUHVHQWD XQ SRFR PiV GHWDOODGR ODV SDUWHV TXH FRPSRQHQ HO LQWHUFDPELDGRU (Q OD )LJXUD VH GHVFULEHQ ORV IOXLGRV GH HQWUDGD VDOLGD D VHFDGRUHV FRPR OD H[WUDFFLyQ GHO DJXD FRQGHQVDGD HQ HO LQWHUFDPELDGRU

)LJXUD 6H VXJLHUH SDUD VX FRQVWUXFFLyQ GDUOH IRUPD GH : GH HVWH PRGR WHQGUHPRV XQ PD\RU WLHPSR \ VXSHUILFLH SDUD OD WUDQVIHUHQFLD GH FDORU \ PD\RU ULJLGH] D OD HVWUXFWXUD DGHPiV QRV GD OD SRVLELOLGDG GH DSOLFDU GUHQDMHV SDUD OD IRUPDFLyQ GH FRQGHQVDFLyQ HQ IRUPD GH DJXD TXH VH SURGXFLUi SRU GLFKD WUDQVIHUHQFLD 3DUD HVWR WHQGUHPRV TXH GDUOH XQD LQFOLQDFLyQ DO LQWHUFDPELDGRU SDUD SRGHU GUHQDU HO DJXD FRQGHQVDGD 3DUD WHQHU XQD WUDQVIHUHQFLD RSWLPD GH FDORU GLVSRQJR ORV IOXMRV GH DLUH HQ FRQWUDFRUULHQWH /D XELFDFLyQ \ IRUPD GH FRORFDU ODV WXUELQDV SDUD PRYHU ODV PDVDV GH DLUH SXHGH YDULDU GHSHQGLHQGR GH ODV FDUDFWHUtVWLFDV PLVPDV GHO OXJDU SRU HMHPSOR SDUD OD LQ\HFFLyQ GH DLUH FDOHQWDGR VH SRGUtDQ LQVWDODU SHTXHxDV WXUELQDV HQ ODV FHUFDQtDV GH ORV URGLOORV VHFDGRUHV

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(V XQ WHPD TXH SDUD PL JXVWR KDFH IDOWD DQDOL]DU FRQ PD\RU SURIXQGLGDG $ PL SDUHFHU UHVXOWD WHQWDGRU OD SRVLELOLGDG GH LPSOHPHQWDU XQ VLVWHPD GH HVWDV FDUDFWHUtVWLFDV VHULD LQWHUHVDQWH UHDOL]DU ORV FiOFXORV QHFHVDULRV SDUD REWHQHU ORV YDORUHV HQHUJpWLFRV HQ MXHJR FRPR WDPELpQ GLVSRQHU GH OD SRVLELOLGDG GH LPSOHPHQWDUOR HQ IRUPD H[SHULPHQWDO \ DVt REVHUYDU HO LPSDFWR HQ HO SURFHVR GH VHFDGR GHO SDSHO FDUWXOLQD \ HQ VX FDOLGDG 0L LPSUHVLyQ HV TXH WHQGUtDPRV UHVXOWDGRV PX\ RSWLPLVWDV

INFLUENCIA DE LAS VARIABLES DE PROCESO EN LA ETAPA Ep DEL BLANQUEO ECF Temática: Procesos/Mantenimiento Claudia Marcela Méndez1, María Cristina Area2 Maestría en Ciencias de Madera, Celulosa y Papel, Fac.Cs.Ex., Qcas y Nat. (UNaM) Félix de Azara 1552 (3300) Posadas, Misiones, Argentina 1 cmendez@fceqyn.unam.edu.ar, 2 m_c_area@fceqyn.unam.edu.ar

INTRODUCCIÓN Las pulpas Kraft son de difícil blanqueo, ya que la lignina residual no se disuelve en una sola etapa de aplicación de compuestos clorados, siendo necesarias múltiples etapas y una cantidad importante de reactivos para lograr elevados niveles de blancura. La inclusión de peróxido de hidrógeno en la última etapa alcalina del blanqueo ECF (Elementary Chlorine Free) de pulpas kraft, es actualmente una práctica habitual, ya que incrementa la blancura y su estabilidad, además de preservar la viscosidad de las pulpas y mejorar la calidad de los efluentes. El problema principal en el blanqueo de pulpas es determinar las condiciones óptimas que permitan obtener una máxima blancura con el menor consumo de H2O2. El presente trabajo consistió en evaluar las variables de proceso de la etapa Ep de una pulpa kraft de pino. DESCRIPCIÓN Se utilizó una pulpa proveniente de la etapa D1 (Viscosidad= 15,9 cp; Blancura= 83,7 %ISO, k/s = 1,59.10-2), de una secuencia de blanqueo DEopD1EpD2, y se simuló el blanqueo de una etapa Ep. Se trabajó con 50 g de pulpa seca para cada blanqueo, a una consistencia del 10%. El mezclado con el licor de blanqueo se realizó mediante una batidora de mano con paletas de acero inoxidable. Las muestras se colocaron en bolsas plásticas, selladas herméticamente y se llevaron a la temperatura adecuada en un baño termostatizado agitado mecánicamente. Las experiencias se desarrollaron en dos partes. La primera parte consistió en un diseño factorial fraccionado 24-1, de resolución IV (8 experiencias), con cuatro variables de proceso: Temperatura (72ºC - 90ºC), pH (10,5 – 11,5), H2O2 inicial (0,2% odp – 0,4 %odp) y quelantes (DTPA y DTPMPA, ambos al 0,025 %odp) [7], El tiempo de reacción fue de 1 hora. En la segunda parte se consideraron las variables significativas que surgieron del análisis de los resultados de la primera. Se aplicó un Diseño Central Compuesto de dos

factores, temperatura (72ºC - 90ºC) y H2O2 inicial (0,15 %odp – 0,35 %odp) con tres repeticiones del punto central. Por cada punto de este diseño se realizaron blanqueos a tiempos diferentes (5, 10, 20, 45, 90, 180 y 240 minutos). Se estableció una relación fija de NaOH (%odp) / H2O2 (%odp) igual a 3, para fijar el pH inicial en 11,5, y una concentración de quelante constante de 0,025% DTPMPA, utilizado para secuestrar aquellos iones que puedan catalizar la descomposición del peróxido de hidrógeno. Al finalizar el tiempo de reacción, tanto en las experiencias de la primera como de la segunda parte, se extrajeron las bolsas plásticas del baño, y las pulpas se centrifugaron y neutralizaron con metabisulfito de sodio hasta un pH de 6. Sobre el licor residual se determinó el pH final y el peróxido residual. Las hojas se confeccionaron de acuerdo con la norma TAPPI 218, con el fin de medir blancuras y la relación entre coeficientes k/s. RESULTADOS Los resultados obtenidos en el diseño factorial fraccionado fueron procesados analizando la significación (p) de cada variable estudiada (Tabla 1). Tabla 1. Valores de p para cada una de las variables estudiadas (diseño factorial fraccionado) H2O2 H2O2 Residual Consumido (%odpl) (%) s s s s s s pH (p=0.0106) (p=0.0283) (p=0.0169) (p=0.009) (p=0.0371) (p=0.0189) ns ns s s s s T (p=0.0219) (p>0.05) (p=0.0356) (p>0.05) (p=0.0194) (p=0.0153) s s s s s ns H2O2 (p=0.0043) (0.0109) (p=0.0069) (p=0.0016) (p=0.0121) (p>0.05) ns ns ns ns ns ns Quelante (p>0.05) (p>0.05) (p>0.05) (p>0.05) (p>0.05) (p>0.05)

INDEPENDIENTE

VARIABLE

Blancura

pH final

k/s

Viscosidad (cp)

De acuerdo con los valores de la Tabla 1, podemos observar que el tipo de quelante utilizado

blanqueo

produce

efectos

significativos.

afecta

significativamente a todas las variables dependientes, mientras que la temperatura no influye significativamente en el pH final ni en la viscosidad. La carga inicial de peróxido de hidrógeno es significativa para la blancura, pH final, k/s, viscosidad y peróxido residual. En esta primera parte, el mayor porcentaje de blancura (89,6 %ISO) se obtuvo en las siguientes condiciones: pH= 11,5, T= 90ºC, H2O2 inicial= 0,4 %odp y DTPA como quelante. Además fue la experiencia que presentó mayor consumo de peróxido.

Para el Diseño Central Compuesto, en la figura 1 se muestra un gráfico de las blancuras obtenidas a partir de los 45 minutos de reacción (tiempo utilizado usualmente en la industria para esta etapa). La reversión de las pulpas en relación a las blancuras obtenidas se muestra en la figura 2.

91 90

Blancura

45 min 90 min

180 min

240 min

86 85 84 1

Experiencias

Figura 1. Comparación de blancuras entre experiencias en función del tiempo de reacción PB recientem ente

PB alm acenada durante 9 m es es

90 89

Blancura

88 87 86 85 84 83 1

Experiencia Nº

Figura 2. Comparación de la blancura original de las pulpas con la blancura revenida Los mayores valores de blancura se obtienen con 81ºC y 0,39 %odp de H2O2 inicial (exp. 2) y con 90ºC y 0,35 %odp de H2O2 inicial (exp. 5), (figura 1). Sin embargo, según se observa en la figura 2, la pulpa sometida a estas últimas condiciones presentó una mayor reversión después de 9 meses de almacenamiento en la oscuridad, a temperatura y humedad adecuadas. La figura 3 muestra la evolución de la blancura con la temperatura y el peróxido inicial para 45 y 240 minutos de blanqueo.

0.4 0.35 0.3 0.25 0.2 0.15 0.1 68

H2O2 inicial (%odp)

Blancura 87.0 87.3 87.6 87.9 88.2 88.5 88.8 89.1 89.4 89.7

0.45

Blancura 88.0 88.3 88.6 88.9 89.2 89.5 89.8 90.1

0.45 0.4 0.35 0.3 0.25 0.2 0.15 0.1 68

Temperatura (ºC)

(a) 45 minutos

(b) 240 minutos

Figura 3. Blancura en función de la carga de H2O2 inicial (%odp) y temperatura Se observa que la blancura aumenta con el tiempo de residencia, generalmente a valores altos de temperatura y concentración inicial de peróxido de hidrógeno (Figura 3a), salvo en algunas experiencias donde a 240 minutos la blancura cae debido a la poca cantidad de peróxido residual en el licor de blanqueo. A este tiempo existe una interacción entre temperatura y concentración de peróxido de hidrógeno inicial (Figura 3b). Sólo la concentración inicial de peróxido de hidrógeno fue significativa en los diferentes tiempos de reacción, mientras que la temperatura tuvo una influencia significativa sobre la blancura a los 20, 45 y 180 minutos de reacción. (X 0.0001) 90 87 84

k/s

(X 0,0001) 97 92 87 82 77 72 67 72 75 0,35 78 81 0,270,31 84 0,23 Temp 8790 0,150,19 Perox%odp

81 78 75 72 72.0

90.0 Temp

0.15 0.35 Perox%odp

Figura 4. Relación k/s en función de la carga de H2O2 inicial (%odp) y temperatura para 45 minutos de tiempo de blanqueo En lo que respecta al cociente k/s la carga inicial de H2O2 sigue teniendo influencia significativa a todos los tiempos de blanqueo, mientras que la temperatura es significativa solo a los 45 minutos, con un efecto cuadrático sobre la carga de peróxido (Figura 4). El mayor descenso de k/s se obtiene en este caso a temperaturas y concentraciones de peróxido inicial elevadas. En cuanto al consumo de H2O2 (%) en algunas condiciones, como T=90 ºC y 0,35 %odp H2O2, a los 90 minutos, se consumió el 90% de la carga inicial de peróxido (figura 5). Más allá de los 180 minutos de reacción, algunas experiencias culminan con

escaso residual de peróxido, sobre todo aquellas que trabajan con altas temperaturas (T= 93,7ºC, exp. 3) o con cargas iniciales de H2O2 altas (T= 81ºC y 0,39 %odp H2O2,

Cosumo de peróxido de hidrógeno (%)

exp. 2 y T=90ºC y 0,35 %odp H2O2, exp. 5).

100 90 80 70 45 min

90 min

180 min

240 min

30 20 10 0 1

Experiencia Nº

Figura 5. Consumo de H2O2 (%) a diferentes tiempos de reacción de blanqueo Comparando las Figuras 1 y 5, podemos observar que en general el mayor o menor consumo tuvo relación directa con la obtención de mayor o menor blancura en la pulpa, salvo en la experiencia donde se trabajó a la máxima temperatura, 93,7ºC, aquí el alto consumo no dio como resultado una mayor blancura, evidenciando que parte del peróxido consumido se debió a la descomposición del mismo. Otra excepción se dió al trabajar con T= 72ºC y H2O2 inicial= 0,35%odp (exp. 9), dado que el consumo de peróxido no fue elevado, pero la ganancia de blanco fue importante, alcanzando valores similares que con las condiciones de T= 90ºC, H2O2 inicial= 0,35%odp (exp. 5) y 180 minutos de reacción. La temperatura y la carga inicial de peróxido de hidrógeno tienen una influencia significativa sobre el consumo de H2O2, en todos los tiempos de reacción. CONCLUSIONES - Las blancuras máximas se obtuvieron a los 45 minutos de reacción, con las siguientes condiciones: T= 81ºC y 0,39%odp de H2O2 inicial y T= 90ºC y 0.35%odp de H2O2 inicial, sin embargo estas pulpas presentaron mayor reversión natural (1,5 a 2 % ISO). - Las temperaturas muy altas producen un aumento en el consumo de peróxido de hidrógeno debida a su descomposición y no por reacciones de blanqueo. - Las altas cargas iniciales de H2O2, favorecen el blanqueo de las pulpas. - La máxima diferencia de blancura obtenida entre los 45 y 240 minutos de reacción fue de 1,5 %ISO.

Capacidad de secado en baterías de secadores , Alfredo Rendina Con este trabajo ,basado en matemáticas simples, se puede obtener partiendo de la humedad absoluta del papel a la entrada y salida de una batería y la producción de papel, los caudales de vapor condensado en cada secador, el caudal de agua evaporado en cada secador y la humedad absoluta de la hoja a medida que se dezplaza en la batería. Esta información (asignando un porcentaje al vapor de recirculación), permite calcular el flow sheet de vapor y condensado (figura 4), dimensionar la sección vertical del sifón rotativo, cañerías de vapor y condensado, y ventiladores capota más soplado de aire caliente.

figura 1, ref 1 En la fig 1, se observan las 4 fases de secado según Nissan. Simplificando reunimos las fases AB, BC y CD, en las cuales el papel está en contacto con el secador y el fieltro. Tenemos que el balance de calor para estas 3 fases es: Calor suministrado por el secador + calor suministrado por la ventilación de bolsillos + entalpía de la hoja que entra= entalpía de la hoja que sale + calor de evaporación. La temperatura de la hoja es mayor al llegar a D. (fig 2) En la fase DE, no hay suministro de calor y la evaporación se lleva a cabo al reducirse la temperatura de la hoja.

figura 2, ref 1, evolucion temperatura hoja , (secador 1.50 m dia.)

Dado que la temperatura de entrada de la hoja en (A) es igual a la temperatura de salida en (E), lo cual significa que la entalpía de la hoja que entra es igual a la entalpía de la hoja que sale. Podemos usar entre (A) y (E): Calor suministrado por el secador + calor suministrado por la ventilación de bolsillos = calor de evaporación. También se supone que la humedad absoluta µ es constante durante el pasaje por el secador. Qp{Kw} + Qairpv{Kw}=r0 {Kj/Kg}*mev{Kg/s} Qp: calor suministrado por el secador; Qairpv: calor suministrado por la ventilación de bolsillos; r0: calor de evaporación; mev: masa de agua evaporada Se considera un ancho de la hoja de papel de 1 metro (gramaje 70.5 gr/m2). gram*v/60= Kg papel/seg; para gramaje: gram(Kg/m2) , velocidad: v (m/min) y 1 m ancho hoja En el calor transmitido por el vapor en el interior del secador al papel, hay tres resistencias: 1) 1/alpha, la del condensado en la pared interior del secador. La ref 1 da una fórmula en función de la velocidad y del espesor de condensado, obtenida del trabajo de Appel y Hong, KC, 1975 (ref 6). 2) esp/lambda, la de la pared del secador en función del espesor (esp) de la pared y la conductividad (lambda) de la fundición de hierro. 3) 1/beta, la del contacto pared exterior del secador-hoja de papel. La ref 3 da un valor función lineal de la humedad absoluta; beta=cte+955*µ, el valor ‘cte’ varía entre 400 y 500 (W/m2*°C).Ver ecuaciones. En la curva de secado hay dos etapas : al principio la evaporación y la temperatura de la hoja son constantes hasta una humedad absoluta llamada CMC (critical moisture content, humedad absoluta crítica). Luego a partir del CMC , hay una evaporación decreciente y la temperatura de la hoja aumenta (ver fig 5). El valor µcmc (humedad absoluta crítica) se define arbitrariamente, depende del tipo de papel, aumenta linealmente con el gramaje. La ref 3 indica valores de 0.4 a 0.8 (0.4 para un ejemplo con papel de 80 gr/m2); la ref 2, valores de 0.4. Hay un sistema de 28 ecuaciones y 28 incógnitas (para la evaporación constante) y un sistema de 31 ecuaciones y 31 incógnitas (para la evaporación decreciente) , a resolver con EES , ref 5. El cálculo se comienza con µ= 1.381(42% seco ) para el secador #1,con presión de vapor 2.5 bara (primer grupo); luego se resuelve para el secador #2 con µnext. µnext= µ - mev/(gram*v/60) , así se calculan (variando la presión del vapor según el grupo de secado) los valores de la humedad absoluta para los secadores en la evaporación constante. Suponemos el final de la evaporación constante para un valor de µ = 0.3967 (µcmc próximo a 0.4 = 71.4% seco). Para la evaporación decreciente (secador 22, con µ= 0.3415) se corrige mev ,calculando el mevreal (ref 2, corrección de Knight y Kirk). (ecuación 1), mevreal= mev* µ/0.3967 (ecuación 2), µnext1= µ - mevreal/(gram*v/60)

secador

mev

mevreal

Kg agua/s

munext1

0.04282

calculo

0.3967

secador 21

0.3415

0.04134*

0.03559

0.2956

secador 22

0.2956

0.03959*

0.02950

0.2576

secador 23

secador 21

*estos valores solo sirven para calcular mev real y µnext1 (evaporación decreciente, ecuaciones 1 y 2). El valor mevh {Kg agua/m2*h} sirve para comparar con los valores Tappi (superficie total del secador). Los resultados del cálculo punto por punto, en las tablas #1, #2 , #3) y la figura 3 y 3a.

Figura 3, gráfico µ, función del número del secador (papel 70.5 gr/m2)

Figura 3a, gráfico % seco ,función del número del secador (papel 70.5 gr/m2) Se observa la recta de la evaporación constante y la parte curva de la evaporación decreciente (fig 3). En mi opinión un problema es que la corrección se hace muy asintótica al eje ‘x’. La temperatura de la hoja aumenta al pasar a la evaporación decreciente. En el ejemplo se asignaron valores arbitrarios de aumento de la ltemperatura.

figura 4,balance caudales vapor y condensado (papel 70.5 gr/m2)

fig 4 a, instrumentación vapor y condensado (papel 70.5 gr/m2), se omitió indicar para S1, lt, lic, lvpdt _ transmisor de presión diferencial; pdi_ indicador de presión diferencial, lt_ tansmisor de nivel ; lic_ controlador indicador de nivel ; lv_ válvula control de nivel ; pt_ transmisor de presión; pic_ controlador indicador de presión ; sr_ relé selección mínima señal; TC_ termocompresor ; pv_ válvula controladora de presión; pdv_ válvula controladora de presión diferencial ; ft_ tansmisor de flujo; fic_ controlador indicador de flujo ; pdic_ controlador indicador de presión diferencial

tabla #1, valores calculados

tabla #3, valores promedio y totales a usar en el flow sheet

tabla #2, valores calculados (papel 70.5 gr/m2)

figura 5, ref 2,evoluci贸n evaporaci贸n, temperatura y humedad en una bater铆a de secadores Referencias 1. Tappi volumen9, Papermaking Part2, Drying, cap铆tulo 3,Pertti Heikkila. 2. Simulation of the Papermachine Dying Section, 1975, R. L. C. Knight and L. A. Kirk, University of Manchester Institute of Science and Technology. 3. An Experimental and Theoretical Study of Multi-Cylinder paper Drying, Bjorn Wilhelmsson, Doctoral Thesis, Lund University, 1995 4. Secado en la Industria del Papel, Alfredo Rendina, 2008, Editorial Dunken 5. EES, Engineering Equation Solver, F-Chart Software, www.fChart.com 6. Condensate distribution and its effects on heat transfer in steam heated dryers, D. W. Appel and S. H. Hong, Kimberly Clark, Pulp and Paper magazine of Canada, Feb 1969

1er premio BANDA DE REFUERZO PARA HOJAS DE CARPETA Andrés Calatayud, José Ramón Gallo, Norberto Fabián Torres, Ricardo Lebedevsky (Estrada) 2do premio ELECCIÓN DE PLANTA DE TRATAMIENTO DE EFLUENTES LÍQUIDOS EN CELULOSA ARG. CAP. BERMÚDEZ Ricardo Pedrido, Norberto Mastrogiovanni (Celulosa Argentina) Mención APLICACIÓN DISEÑO DE EXPERIENCIAS EN LA OPTIMIZACIÓN DEL BLANQUEO A ESCALA INDUSTRIAL María Cristina Area (FCEQyN UnaM), Alberto Venica (Celulosa, Fábrica Zárate)

JURADO Celso Foelkel Creador y director de Eucalyptus Online Book & Newsletter y de PinusLetter, es un experto en temas de forestación y proceso integral de celulosa y papel, consultado por empresas y organizaciones en todo el mundo. Hugo Vélez Director INTI Celulosa y Papel, organización pública que se dedica a la investigación de temáticas relacionadas con la industria, a brindar formación y consultoría a empresas del país y el exterior. Javier Villar Sanginés Director Técnico del Instituto Papelero Español y se desempeñó con anterioridad como experto en tecnología para la producción de papel y otros cargos de algo nivel en prestigiosas empresas de Europa. Miguel Zanuttini Vicedirector a cargo de la Dirección del Instituto de Tecnología Celulósica, de la Facultad de Ingeniería Química, en la Universidad Nacional del Litoral.

organiza

Mención CARACTERIZACIÓN DE PULPAS KRAFT DE EUCALYPTUS GRANDIS TRATADAS CON FOSFONATOS EN DIFERENTES ETAPAS DE BLANQUEO TCF M.C. Area, O. Barboza, D. Bengoechea, F.E. Felissia, (FCEQyN UnaM), M.G. Carvalho, P.J. Ferreira (University of Coimbra) Mención EFECTIVIDAD DE DIFERENTES PRETRATAMIENTOS EN EL BLANQUEO AL PERÓXIDO DE PULPAS CELULÓSICAS INDUSTRIALES M.C. Area, O. Barboza, F.E. Felissia (FCEQyN UnaM), A.D. Venica (Massuh S.A.)

OPTIMIZACION DEL BLANQUEO EN UNA ETAPA DE PULPAS QUIMICOMECANICAS INDUSTRIALES Barboza, Olga Marina (FCEQyN UnaM) AGENTES ANTI-INCRUSTANTES EN EL PULPADO KRAFT Felissia, Fernando E. (FCEQyN UnaM) SISTEMA DE RECUPERACIÓN Y REUTILIZACIÓN DE CALOR PARA RODILLOS SECADORES EN MAQUINA CONTINUA DE PAPEL / CARTULINA Hernández, Sergio INFLUENCIA DE LAS VARIABLES DE PROCESO EN LA ETAPA EP DEL BLANQUEO ECF Méndez, Claudia M. SECADO EN BATERÍAS DE SECADORES Rendina, Alfredo

auspicio y colaboración de

Celulosa y Papel