manual practico de combustion y clinkerizacion

MANUAL PRÁCTICO DE COMBUSTIÓN Y CLINKERIZACIÓN

Ing. Percy Castillo Neira

MANUAL PRÁCTICO DE

COMBUSTION Y CLINKERIZACIÓN

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El 7 de enero de 1976, recién graduado y estudiando para Magíster en Ingeniería Química, ingresé al mundo cementero. Mi primera impresión del horno cementero fue la de un enorme monstruo tecnológico complicado y peligroso, mezcla de ciencia y arte, sagrado y monárquico, porque no podía parar, todo lo que se hacía antes era para alimentarlo y de su producción dependía todo el mundo que nos rodeaba.

En los años siguientes como Ingeniero de Turno, el calcinador me enseñó a operarlo y mi trabajo consistía en servirlo; también comencé a quererlo y complacerlo, pero todavía no lograba entenderlo, pese a estudiarme todos los manuales y libros especializados de la época, que entonces me parecían demasiado buenos y después comprobé que eran verdaderamente malos.

Al ser nombrado Jefe de Producción y negarme a firmar el primer parte de producción marqué mi destino, porque la Gerencia me obligó a investigar y encontrar el faltante; así me introduje al campo en el que ya desde hace algunos años soy conocido como experto a nivel del mundo de habla hispana y algo más: la Combustión.

Al publicar artículos en Cemento Hormigón y conocer a Dante Veronelli en Argentina, tuve la oportunidad de viajar a España, conocer a José Calleja y trabajar con Francisco Soria Santamaría; estos 3 personajes de la mitología cementera iberoamericana marcaron mi orientación investigadora hacia la Clinkerización.

Al Investigar en el Torroja con los Grupos de Clinkerización y Adiciones, aportando mi experiencia de planta, comencé a descubrir que todos los tabúes y misterios del horno cementero eran falsos, creados por los fabricantes para mantener presupuestos millonarios; por el contrario, todo lo que sucedía en el horno comenzó a parecerme lógico, claro y simple. Al recibir una beca del Ministerio de Educación y Ciencia de España para seguir investigando, la utilicé parcialmente para especializarme en Combustión y Ahorro de Energía en el IDAE.

En cada experiencia técnica, científica y académica que he participado he podido comprobar y demostrar que ambos procesos, Combustión y Clinkerización, son amigos inseparables y maravillosamente simples, si se enfocan y aplican con la mentalidad, el criterio y la ingeniería adecuadas.

Al publicar el ―Manual Práctico de Combustión y Clinkerización‖ me propongo hacer que todo el esfuerzo realizado valga la pena, poniendo a disposición de todos los ingenieros de planta cementeros la oportunidad de compartir esta nueva concepción de la tecnología del mundo cementero, para que puedan conseguir en muy poco tiempo el nivel de especialización que tanto tiempo me ha costado, pero que también por cierto he disfrutado, porque el Horno Cementero representa un verdadero paraíso para quienes amamos la ingeniería. Todos los amigos y colegas con quienes hemos compartido las experiencias referidas pueden considerarse coautores del presente libro y estoy seguro de que seguirán colaborando para mantenerlo entre todos permanentemente actualizado en la cresta de la ola tecnológica mundial.


La Historia de un Ingeniero de Planta Cementero Latinoamericano



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PRESENTACIÓN

Al utilizar el fuego y apagarlo con agua, comprobando que el suelo se endurecía y soportaba ambos elementos, el hombre prehistórico descubrió los aglomerantes hidráulicos y aprendió a reproducirlos y utilizarlos, desarrollando verdaderos procesos de clinkerización de componentes silícicos y calcáreos, para disponer de materiales que pudiesen servirle para construir refugios resistentes y seguros. La tecnificación de este proceso recién se produce en el siglo XIX al descubrir Joseph Aspdin el cemento Pórtland en 1824 y después de más de medio siglo, iniciar Patrick Nicoden el primer Horno Rotatorio de 1.50 m de diámetro, 15 metros de longitud y 20 toneladas por hora de producción. En el siglo XX el desarrollo tecnológico del horno cementero fue muy lento, pasando por un extenso alargamiento para desarrollar procesos en vía humeda, efectuando todas las operaciones de transformación en el mismo tubo durante más de 3 horas , hasta llegar a los hornos extremadamente cortos con precalcinación, en los cuales el material llegó a permanecer solamente 10 minutos en el horno, sin resultados satisfactorios. Durante todo este tiempo el proceso de clinkerización siempre fue el mismo y tan maravillosamente simple como el de combustión, pero los intereses económicos de los fabricantes de equipo han prevalecido sobre los fundamentos técnicos, complicando la tecnología en forma inconveniente e innecesaria. La facturación por peso de acero y los intereses comerciales no resultan coincidentes con el desarrollo tecnológico. Al tener la oportunidad de especializarnos y desarrollar actividades durante 30 años en los campos técnico, científico y académico, tanto de la combustión como de la clinkerización, hemos logrado simplificarla y desarrollar nuestra propia tecnología, demostrando que resulta perfectamente factible optimizar la combustión, convirtiendo el aporte térmico al proceso en una constante. En este libro ponemos a disposición de los Ingenieros de planta cementeros la oportunidad de acceder a esta nueva concepción de la tecnología, basada en la lógica, el criterio, el conocimiento y la experiencia que conforman la mejor ingeniería, aprovechando los formidables avances de la tecnología moderna para optimizar el sistema de producción de clínker y prepararlo para cumplir el importante rol que le confieren sus características para constituir el incinerador de basura del futuro sin convertirse en un basurero. En la primera parte se proporciona los fundamentos teóricos basados en la Teoría Inorgánica de la Combustión que permite a los Ingenieros y Técnicos de plantas industriales convertirse en verdaderos expertos en combustión.

Tomando como punto de partida la calidad del polvo crudo alimentado, se revisa la tecnología moderna de precalentamiento y precalcinación, las operaciones que se efectúan en el horno

hasta conformar las fases mineralógicas que proporcionan sus características al clínker y el enfriamiento conveniente para su adecuada estabilización.

Manual Práctico de COMBUSTIÓN Y

CLINKERIZACIÓN



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INDICE

MANUAL PRÁCTICO DE COMBUSTION Y CLINKERIZACIÓN1 PRESENTACIÓN CAPÍTULO I TEORÍA INORGÁNICA DE LA COMBUSTIÓN 1.1 CONCEPCIÓN TÉCNICA ACTUAL DE LA COMBUSTIÓN 1.2 BASE CONCEPTUAL 1.3 POSTULADOS Y FUNDAMENTOS DE LA TEORÍA INORGÁNICA DE

LA COMBUSTIÓN 1.4 APLICACIONES DE LA TEORÍA INORGÁNICA DE LA COMB 1.5 PROYECCIÓN DE LA TEORÍA INORGÁNICA DE LA COMBUSTIÓN CAPITULO II LA COMBUSTIÓN COMO REACCIÓN QUÍMICA 2.1 Mecanismo general de las reacciones de combustión 2.2 Esquema básico de la combustión industrial 2.3 Tipos de combustión 2.4 Mecanismo de la reacción heterogénea 2.5 El reactor de combustión CAPITULO III LA COMBUSTIÓN COMO PROCESO FISICOQUÍMICO 3.1 La llama como manifestación visible de la combustión 3.2 FORMACIÓN DE LLAMA Y GASODINÁMICA DE LA COMBUSTIÓN 3.3 Emisividad de llama y transferencia de calor por radiación 3.4 Difusión de gases de combustión y transferencia de calor por convección 3.5 Estabilidad de llama y las 7 “tes” de la combustión CAPITULO IV EL AIRE DE COMBUSTIÓN 4.1 Caracterización del Aire Atmosférico 4.2 LA FUNCIÓN QUÍMICA DEL AIRE EN LA COMBUSTIÓN 4.3 LA FUNCIÓN MECÁNICA DEL AIRE EN LA COMBUSTIÓN 4.4 FUNCIÓN TERMODINÁMICA DEL AIRE EN LA COMBUSTIÓN 4.5 COMBUSTIÓN EN ALTURA



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CAPITULO V COMBUSTIBLES INDUSTRIALES EN LA INDUSTRIA CEMENTERA 5.1 CRITERIOS PRÁCTICOS PARA EVALUAR Y CLASIFICAR LOS COMBUSTIBLES INDUSTRIALES 5.2 GAS NATURAL EN EL HORNO CEMENTERO 5.3 EL FUTURO DEL FUEL OIL EN EL HORNO CEMENTERO 5.4 COMBUSTIBLES SÓLIDOS EN EL HORNO CEMENTERO 5.5 CRITERIOS PARA SELECCIÓN Y EMPLEO DE COMBUSTIBLES EN

UNA PLANTA CEMENTERA CAPÍTULO VI CARACTERIZACIÓN DEL CRUDO DE ALIMENTACIÓN 6.1 Materias Primas y Constitución de Crudos 6.2 Aptitud a la cocción y reactividad de crudos 6.3 Mineralogía de las Materias Primas 6.4 Componentes Minoritarios 6.5 Definición de parámetros para dosificación de crudos y control del

proceso. CAPÍTULO VII PRECALENTAMIENTO Y PRECALCINACIÓN 7.1 PRECALENTADOR DEL CRUDO EN SUSPENSIÓN DE GASES 7.2 La reacción de descarbonatación 7.3 EL MARAVILLOSO CONCEPTO DE LA PRECALCINACIÓN 7.4 Sistemas de Precalcinación 7.5 Interconexión entre Precalentador y Horno CAPITULO VIII EL PROCESO DE CLINKERIZACIÓN 8.1 Calentamiento del material en el Horno 8.2 FORMACIÓN DE FASE LÍQUIDA Y NODULIZACIÓN 8.3 REACCIONES DE CLINKERIZACIÓN 8.4 INFLUENCIA DE LOS COMPONENTES MINORITARIOS SOBRE LA

FORMACIÓN DE ALITA. 8.5 Acción de los mineralizadores 8.6 IMPORTANCIA DE LA FORMACIÓN DE COSTRA SOBRE EL

DESARROLLO DEL PROCESO 8.7 INFLUENCIA DEL ENFRIAMIENTO SOBRE LAS CARACTERÍSTICAS

DEL CLÍNKER



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CAPITULO IX ANALISIS OPERATIVO DEL HORNO 9.1 Evolución del Horno Cementero 9.2 EL HORNO ROTATORIO COMO TRANSPORTADOR DE MATERIAL 9.3 EL HORNO COMO TAMBOR NODULIZADOR 9.4 EL HORNO COMO INTERCAMBIADOR DE CALOR 9.5 EL HORNO COMO REACTOR DE COMBUSTIÓN CAPÍTULO X MANUAL PARA REGULACION DEL QUEMADOR PRINCIPAL EN HORNOS CEMENTEROS 10.1 BASE TEÓRICA FUNDAMENTAL 10.2 COMBUSTIÓN EN EL HORNO CEMENTERO 10.3 COMBUSTION Y CLINKERIZACION EN EL HORNO ROTATORIO 10.4 ANÁLISIS DEL DISEÑO Y FUNCIONAMIENTO DEL QUEMADOR PRINCIPAL 10.5 REGULACIÓN DEL QUEMADOR Y OPTIMIZACIÓN DE LA COMBUSTIÓN CAPITULO XI COMPONENTES SECUNDARIOS Y CIRCUITOS DEVOLÁTILES EN EL HORNO 11.1 MAGNESIO: ¿AMIGO O ENEMIGO? 11.2 ALCALIS Y CIRCUITOS DE VOLATILES EN EL HORNO 11.3 SULFATOS Y CLORUROS EN EL HORNO 11.4 IDENTIFICACION Y EVALUACIÓN DE PROBLEMAS POR

PEGADURAS 11.5 MEDIDAS PARA CONTRARRESTAR INCRUSTACIONES CAPÍTULO XII EVALUACIÓN Y CONTROL OPERATIVO DEL SISTEMA DE PRODUCCIÓN DE CLINKER 12.1 CONTROL OPERATIVO DEL ENFRIADOR 12.2 ANÁLISIS DE GASES Y CONTROL OPERATIVO DEL SISTEMA 12.3 MICROSCOPÍA DEL CLÍNKER PARA CONTROL DEL PROCESO 12.4 EVALUACIÓN DE LA CALIDAD DEL CLÍNKER PRODUCIDO 12.5 BALANCE TÉRMICO DEL HORNO CEMENTERO



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CAPITULO XIII ANÁLISIS Y SOLUCIÓN DE PROBLEMAS OPERATIVOS 13.1 QUE HACER CON EL POLVO FINO RECUPERADO 13.2 PEGADURAS Y ATOROS EN LOS CICLONES 13.3 FORMACIÓN DE ANILLOS EN EL HORNO 13.4 Clinker Polvoso: Causas y Efectos 13.5 FORMACIÓN DEL HOMBRE DE NIEVE CAPITULO XIV LA FUNCIÓN ECOLÓGICA DEL HORNO CEMENTERO 14.1 HORNO CEMENTERO Y EFECTO INVERNADERO 14.2 LA COMBUSTIÓN COMO SOLUCIÓN ECOLÓGICA 14.3 El INCINERADOR DE BASURA DEL FUTURO 14.4 EMPLEO DE NEUMÁTICOS COMO COMBUSTIBLE EN EL HORNO CEMENTERO 14.5 LA ELIMINACIÓN DE CLORUROS EN LOS COMBUSTIBLES ALTERNOS LÍQUIDOS PARA HORNOS CEMENTEROS CAPITULO XV EL HORNO CEMENTERO DEL SIGLO XXI 15.1 CRUDO DE ALIMENTACIÓN 15.2 PELLETIZACIÓN DEL POLVO RECUPERADO 15.3 PRECALENTADOR EN SUSPENSIÓN DE GASES 15.4 CÁMARA DE PRECALCINACIÓN 15.5 EL HORNO CEMENTERO 15.6 QUEMADOR PRINCIPAL 15.7 ENFRIADOR DE PARRILLA 15.8 COMBUSTIBLES ALTERNOS EN EL QUEMADOR PRINCIPAL 15.9 COMBUSTIBLES ALTERNOS EN EL HORNO 15.10 AUTOMATIZACIÓN Y CONTROL OPERATI VO



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Capítulo I

TEORÍA INORGÁNICA DE LA COMBUSTIÓN

1.1 Un descubrimiento extraordinario Para quienes trabajamos en proyectos de optimización energética de procesos industriales, el primer principio termodinámico que establece que la materia y energía no se crean ni se

destruyen, nos proporciona como herramienta fundamental la elaboración de balances de

materia y energía.

Al comprobar que existía una diferencia de 21.500 Kcal/Kmol entre el poder calorífico del

metano calculado estequiométricamente y el determinado en bomba calorimétrica, conscientes de que la materia y energía no se crean ni se destruyen, nos propusimos

encontrarlas (Figura 1.1).

Al encontrar en el Manual del Ingeniero Químico de Perry que la energía de disociación

del metano es de 21.500 Kcal/Kmol y hallar la misma coincidencia en cualquier otro hidrocarburo, descubrimos el hecho extraordinario de que todos los combustibles, mezclas

carbono/hidrógeno con contenidos variables de impurezas, se disocian en sus

componentes antes de quemarse, lo que significa que la combustión siempre se producirá en forma elemental y básica, a través de las reacciones :

C + O2 = CO2 y 2H2 + O2 = 2H2O



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Todos los combustibles industriales, sin excepción, siempre se quemarán en la misma forma, no interesando para fines prácticos las múltiples posibilidades de reacciones

intermedias, lo cual simplifica totalmente la concepción, análisis, evaluación y control de

la combustión.

La Química Orgánica se ocupa del estudio de los componentes que forma el carbono, aprovechando la extraordinaria capacidad de combinación que le permite su tetravalencia;

al demostrar que los combustibles se disocian en sus componentes antes de quemarse, la combustión se producirá por oxidación del Hidrógeno y el Carbono, en el campo

inorgánico, resultando el nombre más adecuado para esta formidable simplificación

tecnológica: “Teoría Inorgánica de la Combustión” pudiendo ser enunciada en la siguiente forma:.

“Todos los combustibles industriales son combinaciones

carbono/hidrógeno y se disocian en sus componentes

antes de quemarse, produciéndose la combustión

siempre en forma básica y elemental: C + O2 = CO

2 y

2H2 + O

2 = 2H

2O”

Figura 1.1



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1.2 La partícula de carbón elemental como núcleo básico de la combustión

industrial

Siendo los combustibles industriales combinaciones carbono/hidrógeno, con contenidos variables de impurezas, y habiendo establecido que sus componentes siempre se

disocian y reaccionan en forma elemental, siempre existirá una proporción de carbón

que reaccione como sólido. La excepción podría ser el propio Hidrógeno, pero no constituye un combustible industrial.

Para sustentar esta hipótesis resultan determinantes los altos valores de los puntos de

fusión y sublimación del carbono: 3600 y 4200 °C respectivamente, temperaturas que

no se alcanzan en procesos industriales, por lo cual siempre se producirá la combustión de las partículas de carbón en forma heterogénea.

La reacción sólido-gas, típica de la combustión de la partícula de carbón, se efectúa por difusión de calor del medio hacia el interior de la partícula y difusión molecular del CO

producido (desorción) para abandonar la partícula hacia el medio de reacción, donde

completa su reacción con el oxígeno disponible, en una reacción homogénea gas-gas.

Figura 1.2

LA PARTÍCULA DE CARBONO,

VERDADERO NUCLEO DE LA COMBUSTIÓN

COMBUSTIÓN INORGÁNICA :COMBUSTIÓN INORGÁNICA :

REACCIÓN HETEROGÉNEAREACCIÓN HETEROGÉNEA



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La condición térmica inicial de la partícula depende del combustible original,

influenciando su calentamiento hasta este punto, la desvolatilización de la partícula sólida cuando se trata de carbón mineral, el craqueo y gasificación de gotas en el caso

de combustibles líquidos, y el craqueo de gases combustibles.

El hidrógeno reacciona en forma homogénea (gas-gas) en una combustión instantánea,

aportando calor y vapor de agua. El carbón reacciona por difusión térmica y molecular en

un proceso de combustión heterogénea.

En la práctica, la combustión del carbón resulta mucho más importante que la del hidrógeno por 2 razones fundamentales:

La proporción del carbón respecto al hidrógeno en los combustibles es siempre

sensiblemente mayor.

El combustible más liviano es el metano (CH4) con una relación Carbono/Hidrógeno

igual a 3 lo que significa que tiene un 75% en peso de carbono. La proporción en peso

del carbono en todos los combustibles industriales varía entre 75 y 100%.

La combustión del hidrógeno es prácticamente instantánea en cualquier condición, mientras que el tiempo de reacción de la partícula de carbón puede ser de varios

segundos, efectuándose en 2 etapas: combustión heterogénea sólido gas desprendiendo

CO y la de éste con el O2 para completar el CO2. La velocidad de propagación de la llama de hidrógeno es 50 veces mayor que la del CO, siendo ambas medidas en

milésimas de segundo, mientras que la combustión de una partícula de carbón de

tamaño promedio (30 micras), puede tomar varios segundos.

Siendo que todos los combustibles se disocian en hidrógeno como gas y partículas de

carbón de diferentes características y tamaño, la cinética de la reacción de combustión resultará determinada por estas últimas y solamente influencieada por la velocidad de

reacción del hidrógeno del hidrógeno; consecuentemente, el control sobre la llama resulta

casi exclusivamente dependiente de la combustión de la partícula de carbono (carbón).

El tamaño de la partícula de carbón resulta un factor fundamental en este sentido :

En el caso del gas natural, las partículas de carbón serán microscópicas(500 A°), su

combustión muy rápida y la llama muy corta, poco luminosa y de baja emisividad; en el

caso del Combustóleo, Petróleo residual o Fuel Oil, las partículas de carbón producto del craqueo en fase líquida serán de tamaño considerable (10-100 micras), demorando

más su combustión, con llamas muy luminosas y emisivas; el tamaño de partículas de

carbón mineral se maneja y controla durante la molienda, en función de su contenido de volátiles (10-100 micras), influenciando así la velocidad de combustión con llamas

siempre luminosas y emisivas (Figura 1.3).



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Todos los demás combustibles industriales entrarán en uno de los campos de estos 3

combustibles primarios, desarrollándose la combustión de la partícula elemental del carbón siempre en forma heterogénea.

Figura 1.3

El tamaño de la partícula de

carbono se determina en las

operaciones de

precombustión

1.3 El aire siempre

resulta más importante que el combustible en la combustión

El control de la combustión y

formación de llama es un

problema de mecánica de fluidos

en el cual el aire constituye el flujo

dominante.

La tecnología de la combustión se define y maneja en 3 campos fundamentales de la Ingeniería. Cinética Química, Mecánica de Fluidos y Transferencia de Calor.

La cinética química determina la forma en que se desarrolla la combustión como reacción química y la transferencia de calor establece las condiciones de

aprovechamiento del calor generado, pero la forma y características de la llama, el

manejo y control sobre la combustión constituye fundamentalmente un problema de mecánica de fluidos.

Al definir que todos los combustibles terminan quemando como partículas de carbono, verdadero núcleo de la combustión, podemos establecer que las mismas se ponen a

Molienda

de Carbón

Ventilador

Combustión

de VolátilesCoque

(30 - 40

AtomizaciónCoque

(30 - 40Almacenamiento

de Combustóleo

Bomba Calentador

Hollín

(<1

Disociación

del MetanoHollín

(<1Regulación de

Gas Natural



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disposición del aire como flujo dominante. El aire aporta la energía cinética para crear

las condiciones de turbulencia y mezcla requeridas, mantener las partículas quemándose en suspensión al interior de la llama y desplazar los gases de combustión

para mantener la disposición de oxígeno y mantener estables las condiciones del

proceso.

El diseño del quemador debe establecer estas condiciones, dependiendo la capacidad de

generación de calor de la capacidad del ventilador para aportar el aire de combustión y la energía cinética requerida para desarrollar la combustión en la forma prevista para

cada caso. Siendo también el gas combustible un fluido, también podría funcionar como flujo dominante, pero al requerir la combustión como reacción química alrededor de

diez veces más volúmenes de aire que gas, tendría que manejarse a muy alta velocidad

el gas para aportar el impulso requerido; este es el caso de los quemadores supersónicos de gas natural.

La condición de fuente inagotable de oxígeno y su permanente disponibilidad en cualquier condición de tiempo y espacio, han determinado que se cometa el grave error

de minimizar la importancia del aire en el desarrollo de la tecnología de la combustión.

La mayor incidencia económica del combustible en el costo del aporte energético que

produce la combustión resulta un factor decisivo en este sentido. Al desarrollarse el

campo de la conservación de energía como respuesta a la crisis energética y la elevación de los precios del petróleo, se dedicó mayor atención a todos los aspectos vinculados a

los combustibles, considerándolos componentes fundamentales de la combustión.

La teoría inorgánica de la combustión no solamente reivindica el aire como comburente.

Al considerar que el átomo de carbono es el núcleo de la combustión y que su reacción

es siempre heterogénea, establece como factor dinámico el componente fluido y como elemento estático la partícula sólida de carbón. Así, se puede afirmar que cuando se

quema combustibles sólidos y líquidos, la combustión se controla mediante la

regulación del flujo de aire. En el caso del gas natural y otros combustibles gaseosos, ambos fluidos pueden compartir tal preponderancia en lo referente a la formación de

llama, pero en el desarrollo de la combustión, el aire siempre resultará preponderante.

1.4 APLICACIONES DE LA TEORÍA INORGÁNICA DE LA COMBUSTIÓN.

1.4.1 En el campo científico



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La dependencia mundial de los combustibles fósiles y la declinación de sus reservas mundiales plantea un enorme reto a la comunidad científica. Al restringir el universo de

la combustión al campo inorgánico y demostrar que siempre se realiza en forma

elemental y heterogénea, la Teoría Inorgánica de la Combustión facilita esta tarea y define con claridad la necesidad de algunos campos específicos de investigación pura y

aplicada. Podemos mencionar algunos temas de verdadero interés y presumible

importancia:

Análisis de los factores que influencian la disociación térmica de compuestos

orgánicos.

Formulación de aditivos para mejorar el comportamiento antidetonante (Indice de Octano) o la velocidad de ignición (Indice de Cetano) de combustibles,

estabilizando la estructura molecular de los compuestos formados.

Investigación del efecto de procedimientos físicos (campos eléctricos,

paramagnéticos, microondas,etc.) sobre el comportamiento antidetonante

(Indice de Octano) o la velocidad de ignición (Indice de Cetano) de combustibles, estabilizando la estructura molecular de los compuestos

formados.

Análisis de los factores que influencian la reactividad del coque que producen

todos los combustible al disociarse antes de la combustión.

Evaluación de la capacidad de Transesterización de aceites vegetales y grasas animales para producción de BioDiesel.

1.4.2 En el campo académico



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El desarrollo de la tecnología de la combustión en el siglo XX ha resultado totalmente distorsionada por investigación científica y tecnológica alejada de la realidad y sometida

a intereses comerciales, produciendo un monstruo gigantesco y complejo inaplicable en

la enseñanza escolar y casi inexistente en la formación universitaria.

La combustión es el proceso fisicoquímico más importante del planeta y tiene que ver

con todas las formas de actividad humana, por lo cual debe incluirse en todas las etapas de formación académica

Desde la educación inicial y con una presentación adecuada, los conceptos de la Teoría Inorgánica de la Combustión permitirían introducir a los alumnos al conocimiento de

las leyes de la naturaleza y los principios que determinan el principio y el

mantenimiento del medio ambiente y de la vida.

La Teoría Inorgánica de la Combustión debe enseñarse en el nivel secundario,

constituyendo un conocimiento básico general indispensable.

En la formación profesional, debe formar parte de un Curso General de Combustión

obligatorio y Cursos Electivos sobre su aplicación en sectores especializados. La importancia de este campo justifica la creación de la Ingeniería de la Combustión como

una profesión individual.

1.4.3 En la Actividad Industrial

La simplificación de la Tecnologia de la Combustión pone al alcance de todos los ingenieros y técnicos de plantas industriales la posibilidad de conocer, entender y

dominar los procesos de combustión que manejan, permitiéndoles optimizar los

procesos y operaciones unitarias vinculados con la utilización de esta fuente energética.

En este campo, la Teoría Inorgánica de la Combustión ya no es una novedad; durante los últimos diez años, hemos dictado decenas de cursos y dirigido cientos



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de proyectos de optimización de procesos de combustión en la mayoría de los

países latinoamericanos, en los cuales ya se ha difundido y aplicado.

En cada una de estas oportunidades hemos recibido valiosos aportes y confirmado

la plena validez de sus postulados, consiguiendo importantes resultados. Trabajando en forma conjunta con el personal de plantas industriales hemos

simplificado y mejorado el diseño de quemadores, implementado innovaciones

tecnológicas en procesos, eliminado operaciones innecesarias, etc. consiguiendo siempre producciones más limpias, eficientes y económicas, atacando la raíz del

problema en lugar de administras sus consecuencias (Figura 1.5).

Figura 1.5

Modificación del diseño

del quemador en el

Horno de INC-

Paraguay.

Existe un mundo de posibilidades de optimización de la combustión en plantas

industriales, manejando adecuadamente el factor más importante: sus propios

recursos humanos.

1.4.4 En el campo tecnológico

La Teoría Inorgánica de la Combustión abre inmensas posibilidades de innovación

tecnológica en el diseño de quemadores, reactores, operaciones y procesos unitarios,

representando grandes posibilidades de optimización de costos de inversión, operación y mantenimiento.

Su aplicación en todos los sectores productivos representa una oportunidad de investigación aplicada para conseguir mejores condiciones de competitividad,



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sustituyendo tecnología innecesariamente complicada por el manejo práctico y efectivo

que permite la concepción simple, clara y precisa de la combustión inorgánica.

Al demostrar que todos los combustibles se queman en la misma forma, permite

considerar nuevas posibilidades de utilización de nuevos combustibles. Desarollando tecnologías apropiadas para cada caso específico.

1.4.5 En el campo Ecológico

La ineficiencia de combustión y consecuente presencia de inquemados en medios

urbanos y plantas industriales representa el factor contaminante más grave en los países

que no exigen el estricto cumplimiento de las normas de control ambiental.

La Teoría Inorgánica de la Combustión demuestra que la combustión siempre puede y

debe completarse, por lo cual la emisión de inquemados resulta inaceptable.

El demostrar que todos los combustibles son lo mismo para efectos de carácter

energético, nos permitirá priorizar la utilización de los que resulten menos contaminantes y plantear nuevas alternativas de sustitución de combustibles fósiles que

preserven el equilibrio ecológico.

1.5 PROYECCIÓN DE LA TEORÍA INORGÁNICA DE LA COMBUSTIÓN

El problema energético mundial consiste básicamente en el almacenamiento de energía y las reservas de hidrocarburos son almacenes de energía química

irremplazables en las condiciones que han sido procesadas por la naturaleza, pero

reproducibles en condiciones más controladas y utilizando insumos renovables.



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Al demostrar la Teoría Inorgánica de la Combustión que todos los combustibles

son básicamente lo mismo y que todos se queman en la misma forma, facilita esta tarea, permitiendo plantear como alternativa energética inmediata la misma

energía química generada a partir de la energía del sol.

La fotosíntesis resulta el procedimiento que permite hacer realidad este proyecto y

ya se plantea como una alternativa viable la generación de cultivos que permitan

disponer de compuestos orgánicos que puedan convertirse en combustibles similares a los actuales.

La producción de Etanol y Biodiesel para sustituir respectivamente a las gasolinas

y al Diesel ya son una realidad, pero constituyen solamente el inicio de un campo

de investigación que marcará los años venideros y podría cambiar la historia mundial.

Cualquier alternativa de suministro energético que no utilice este maravilloso proceso natural estará condenado al fracaso por el costo que representa sustituirlo.

La Teoría Inorgánica de la Combustión, al señalar que la disociación molecular determina el comportamiento de los combustibles en cuanto a sus características

de ignición, establece las pautas a seguir para conseguir las materias primas y los

procesos más adecuados para convertirlas en combustibles apropiados para cada tipo de empleo.

La energía del Hidrógeno, considerada la alternativa del futuro, nos permite demostrar la utilidad de los conceptos de la Teoría Inorgánica, al comparar las

energías de disociación del agua y del metano, para explicar porque el desarrollo

actual de las células de hidrógeno considera su obtención a partir del gas natural agotable y caro, comparado con lo que representaría el agua como insumo para esta

tecnología.



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La energía química es el origen de todas las formas de energía que conocemos y utilizamos. La fusión nuclear del Hidrógeno en el núcleo del sol libera al universo energía radiante que recibimos en la Tierra en forma de energía solar que constituye la madre de todas las energías. Los combustibles son almacenes de energía química que liberamos a través de la reacción de combustión.



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2.1 Mecanismo general de las reacciones de combustión Para efectos del presente libro, hemos definido que los combustibles industriales son combinaciones variables de carbono e hidrógeno, con un contenido, también variable, de impurezas. El carbono e hidrógeno contenidos en cualquier combustible sólido, líquido o

gaseoso, sea cual fuere la forma química en que se encuentren combinados, se

disociarán a su forma elemental antes de reaccionar con el oxígeno disponible.

En el Cuadro 2.1 se muestran las principales reacciones de combustión que se presentan en la práctica industrial, mostrando los reactantes en la forma que se encuentran en la naturaleza y las cantidades de calor liberadas al transformarse en los únicos productos finales de combustión, esto es, CO2 y H2O.

Cuadro 2.1 Principales Reacciones de Combustión

En realidad, las reacciones de combustión del carbono y del hidrógeno con el oxígeno, son siempre elementales y únicas :

CARBONO C + O2 -------- CO2 + 97600 Kcal por Kmol CARBONO C + ½ O2 ------ CO + 29400 Kcal MONOXIDO DE CARBONO CO + ½ O2 ---- CO2 + 68200 Kcal HIDROGENO H2 + ½ O2 ---- H2O + 58200 Kcal (vapor) + 69100 Kcal (liquido) AZUFRE S+ O2 --------- SO2 +138600 Kcal METANO CH4 + 2O2 ---- CO2 + H2O + 192500 Kcal (vapor) + 214300 Kcal (líquido) ETANO C2H6+7/2 O2 ----------- 2CO2 + 3H20 + 342000 Kcal (vapor)

+ 373600 Kcal (líquido) PROPANO C3 H8 + 5O2 ------------ 3C02 + 4H20 + 485100 Kcal (vapor)

+ 528700 Kcal (líquido) BUTANO C4H10 + 13/2 O2 -------- 4CO2 + 5H2O + 625700 Kcal (vapor) + 680200 Kcal (líquido)



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Sea cual fuere el compuesto químico que se encuentre en el combustible, se disociará en C y H reaccionando en la forma elemental.

C + O2 CO2

H2 + ½ O2 H20 Esta concepción simple y básica, pero a la vez práctica y efectiva de lasre acciones de combustión, permite efectuar con rapidez y precisión los cálculos estequiométricos que facilitarán su adecuado manejo y control.

Sea un combustible que tenga una composición por kg. de C Kg. de carbono y H2 kg de hidrógeno. Para la combustión de 12 kg. de carbono se necesitan 22,4 m3 de oxígeno; para C kg. de carbono se necesitarán :

22,4 x (C/12) = 1,87 x C m3 de O2 Para la combustión de 2 kg. de hidrógeno, se necesitan 11,2m3 de oxígeno, luego para H2 kg. de hidrógeno se necesitarán :

11,2 x (H2/2) = 5,6 x H2 m3 de O2

Por consiguiente, para la combustión de 1 kg. de combustible, el oxígeno mínimo necesario estequiométrico, sería la suma del necesario para la combustión del carbono y el hidrógeno, es decir: O2m = 1,87C + 5,6 H2 m

3 de oxígeno Como la composición en volumen del aire es aproximadamente del 21% de oxígeno y 79% de nitrógeno, se tiene que el aire mínimo necesario será : Am = 100 O2m = 4,76 O2m

21 Por lo tanto el aire estequiométrico necesario por kg. de combustible será:

Am = 8,90 C + 26,67 H2 (m

3 de aire)



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Este volumen de aire está referido a condiciones normales (OºC y 760 mm Hg. de presión) Sea por ejemplo un combustible que tenga 88% de carbono y 12% de hidrógeno, es decir :

C = 0,88 y H = 0,12 El aire estequiométrico requerido para la combustión será :

Am = 8,90 (0,88) + 26,67 (0,12) = 11,03 m3 de aire.

En la Figura 2.1 se presenta un nomograma que permite la directa determinación de los volúmenes de aire requeridos para cualquier combustible industrial, conociendo su relación carbono/hidrógeno. El conocimiento del calor de disociación de cualquier combinación de carbono e Hidrógeno, permitirá conocer directamente su poder calorífico, restándolo de la suma de los calores de reacción de los elementos disociados (carbono e Hidrógeno) en forma individual.

Figura 2.1 Poder Calorífico Inferior en función de la relación (carbono / Hidrógeno)

9000

10000

11000

12000

3 4 5 6 7 8

P.C

.I.

(kc

al/k

g)

RELACION (C/H)



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Analicemos como un ejemplo típico el caso de la combustión del metano que se mostró gráficamente en la Figura 1.5 y se desarrolla en la siguiente forma : CH4 + 2 O2 CO2 + 2 H2O H = - 192.500 kcal/kmol

En la cámara de combustión el CH4 se disociará en 2H2 y C elemental. El H2 reaccionará violentamente aportando importantes cantidades de calor y formando H2O. 2 H2 + O2 2 H2O H = - 116.400 kcal/kmol

El carbón atómico producto de disociación, en presencia de oxígeno, formará rápidamente CO y completará la reacción de combustión en fase gaseosa, formando CO2 como producto final de combustión y aportando la cantidad correspondiente de calor.

C + O2 CO2 H = - 97.600 kcal/kmol

La cantidad total de calor liberada será la suma de las aportadas por la combustión de ambos en forma individual (214.000 kcal), menos la invertida para disociar su composición original, de acuerdo a la siguiente reacción :

CH4 C + 2 H2 H = 20.900 kcal/mol La diferencia (193.100 kcal/mol) resultará un valor muy aproximado al poder calorífico del metano (192.500kcal/mol) determinado en el laboratorio.

Cuadro 2.2 Poder Calorífico de combustibles en función de la relación (Carbono/hidrógeno)

Combustible Relación (C/H) P.C.I. (kcal/kg)

Metano 3 11971

4 11362

Propano 4,5 11094

4,8 10944

5 10851

Diesel 2 5,5 10476

6,5 10079

7,5 9706

Residual 8,1 9690



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En el Cuadro 2.2 se presentan los poderes caloríficos que corresponden a cada combustible en función de su relación carbono/hidrógeno, sus calores de disociación y el poder calorífico real producto de la diferencia de ambos, para los combustible más conocidos y utilizados en la práctica industrial.

2.2 Esquema básico de la combustión industrial Los procesos de combustión en instalaciones industriales siempre obedecen a un esquema básico, cuyo conocimiento y comprensión resultan la llave maestra para acceder a cualquier proceso de combustión que se desee conocer y mejorar. En la Figura 2.2 se muestra el esquema básico de la combustión industrial, en el cual se establece que una buena combustión requiere 3 puntos fundamentales:

a) Proporción correcta aire - combustible

El diseño del quemador deberá asegurar el suministro de las cantidades adecuadas de aire y combustible en el sistema, estableciendo márgenes de regulación para ambos.

Para asegurar la combustión completa deberá proporcionarse un exceso de aire,

procurando que sea lo mínimo que resulte posible. El análisis de los gases de combustión permitirá conocer el exceso de aire y la

eficiencia de la combustión. En función del análisis de gases en forma manual o automatizada, se deberá

efectuar ajustes en las variables de operación, controlando los resultados obte-nidos.

Manejando correctamente los puntos anteriores se logrará una combustión

completa.



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Figura 2.2 Diagrama esquematico de la Combustión industrial



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b) Mezcla adecuada aire combustible

El diseño del quemador deberá proporcionar las condiciones de mezcla aire-combustible más adecuadas para cada caso.

La mezcla debe ser uniforme y permanente para cada punto de regulación dentro

de los márgenes de operación. El objetivo principal de la mezcla será el lograr el máximo contacto superficial

entre oxígeno y combustible. El estado físico del combustible determinará las condiciones operativas que

permitan preparar el combustible (pulverización, atomización, vaporización) en el caso de sólidos y líquidos, y efectuar la mezcla en forma conveniente para cada caso.

Manejando correctamente los puntos anteriores se logrará una combustión

óptima.

c) Ignición inicial y sostenida de la mezcla

El encendido o ignición inicial de la mezcla requiere el aporte de calor de una fuente externa.

Resulta necesario aplicar mucho calor a un área localizada para acelerar la

reacción. La mezcla se encenderá sólo al alcanzar su temperatura mínima de ignición,

variable para cada combustible. Al producir las reacciones de combustión más calor del que se pierde a los

alrededores, se mantendrá la combustión sin necesidad de la fuente externa. Manejando correctamente los puntos anteriores se logrará una combustión

auto-sostenida y estable para las condiciones del proceso. El cumplimiento de estos 3 requerimientos permitirán:

Lograr el máximo aprovechamiento del poder calorífico del combustible utilizado.



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Aportar el calor requerido por el sistema con el menor consumo de combustible y

las condiciones operativas técnica y económicamente más adecuadas. Esta condición de máxima eficiencia, sin embargo, siempre resultará inestable por depender de una serie de variables interdependientes entre sí e influenciables por factores externos, por lo cual el verdadero nivel de eficiencia del sistema dependerá de la existencia de un sistema de control adecuado y efectivo, orientado a mantener niveles permanentes de eficiencia del proceso. 2.3 Tipos de combustión El objetivo fundamental de la combustión es el de conseguir la oxidación total del carbono y del hidrógeno para formar dióxido de carbono (CO2) y agua (H2O) con lo cual se produce la máxima energía en forma de calor y se evita efectos contaminantes. La combustión podemos clasificarla desde el punto de vista de la calidad de sus productos y por la forma en que se realiza.

2.3.1 En función de sus productos Se puede considerar los siguientes tipos de combustión:

Combustión perfecta (estequiométrica) Combustión completa (con exceso de aire) Combustión incompleta (con defecto de aire) Combustión imperfecta (pseudo combustión)

a) Combustión Perfecta Estequiométrica (Figura 2.3) Este tipo de combustión se consigue mezclando y quemando las cantidades

exactamente requeridas de combustible y oxígeno, los cuales se queman en

forma completa y perfecta.

Esta combustión completa está sin embargo, fuertemente limitada por condiciones químicas y físicas, ya que sólo en teoría podemos hablar de reacciones perfectamente estequiométricas.



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Se plantean para realizar los cálculos teóricos de la combustión, etc. en función de la composición del combustible y el comburente empleados.

Figura 2.3 Combustión perfecta estequiométrica

b) Combustión completa con exceso de aire (Figura 2.4) Para tener una combustión completa, es decir, sin presencia de monóxido de

carbono en los humos de chimenea, es necesario emplear una proporción de

oxígeno superior a la teórica. Este exceso de aire conlleva especialmente 2

efectos importantes en cuanto al proceso de la combustión:

Disminución de la temperatura máxima posible al aumentar la cantidad de gases

en la combustión. Variación sensible en cuanto a la concentración de los óxidos formados respecto

al nitrógeno, lo que se traduce en una disminución de la eficiencia de la combustión.



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El exceso de aire se expresa en porcentaje restándole el teórico estequiométrico, el cual corresponde al 100%; es decir, una cantidad de aire de combustión del 120% respecto al estequiométrico, se expresará como 20% de exceso de aire. El índice de exceso de aire (n), también empleado en la práctica, será en este caso: n = 1.2.

Figura 2.4 Combustión completa con exceso de aire

c) Combustión incompleta con defecto de aire (Figura 2.5) Cuando el oxígeno presente en la combustión no alcanza el valor del teórico necesario para la formación de CO2, H2O y SO2 la combustión es necesariamente incompleta, apareciendo en los gases de combustión el monóxido de carbono, hidrógeno y partículas sólidas de carbono, azufre o sulfuros.



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Figura 2.5 Combustión incompleta con defecto de aire

Considerando que estos componentes de los gases que se eliminan a la atmósfera contienen aún apreciable contenido calorífico, las pérdidas por combustión incompleta son elevadas cuando se proporciona menos aire del necesario. En la práctica, la presencia de inquemados resulta determinante del exceso de aire necesario. La presencia de CO en los humos crea además el riesgo de explosión, al llegar a atmósferas súbitamente oxidantes. Un 1% de CO en los gases produce una pérdida de aproximadamente un 4%

del poder calorífico del combustible.

d) Combustión imperfecta (Figura 2.6) Se produce una combustión imperfecta o seudocombustión oxidante cuando pese a existir exceso de aire, no se completan las reacciones de combustión, apare-ciendo en los humos de chimenea productos de combustión incompleta, tales como inquemados, residuos de combustibles sin oxidar, partículas sólidas, etc. Este tipo de combustión puede producirse debido a las siguientes causas:

La elevada carga térmica del hogar, es decir, la relación entre la potencia calorífica y el volumen del hogar, ya que existe poco tiempo de permanencia.

La escasa turbulencia, existiendo por tanto una mala mezcla aire-combustible, lo

que en muchos quemadores se produce por cantidad insuficiente de aire o por estar trabajando a una fracción muy pequeña de su potencia nominal.



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La falta de uniformidad de pulverización en los combustibles líquidos, ya que

cuanto mayor sea el número de gotas de gran tamaño, tanto más fácil es que se produzcan inquemados, puesto que una gota de gran diámetro necesita un tiem-po mayor de permanencia para quemarse por completo.

El enfriamiento de la llama, lo que puede ocurrir cuando la mezcla aire-

combustible incide sobre superficies relativamente frías, como el frente de la cámara de combustión o las paredes de un tubo de llama y también cuando se trabaja con un gran exceso de aire.

El alto porcentaje de carbono en los combustibles.

En la práctica, este es el tipo de combustión más generalizado por resultar más ajustado a la realidad. En la medida que se mejore la combustión imperfecta aproximándose a las condiciones teóricas de combustión completa con mínimo exceso de aire, se logrará mejores rendimientos y se evitará efectos contaminantes.

Figura 2.6 Combustión imperfecta

2.3.2 Por la forma en que se realiza Siendo siempre la reacción elemental la que se produce en la práctica industrial, puede presentarse el combustible en estado sólido, líquido o gaseoso, lo cual



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determina diferentes niveles de dificultad para que se produzca el contacto y reacción con el comburente. El conocimiento práctico y estudio teórico de las reacciones de combustión, nos permiten también simplificar en este campo, definiendo que existen únicamente dos tipos de combustión :

- Reacción Homogénea GAS-GAS; la que se produce entre el hidrógeno y CO con el oxígeno para dar lugar a H20 y CO2.

- Reacción Heterogénea SOLIDO-GAS; típica del carbón en cualquiera de sus formas, que se produce por difusión térmica y molecular en el entorno de la partícula de carbono para formar primeramente CO y finalmente CO2. a) Reacción Homogénea Gas-Gas El mecanismo general de las reacciones de combustión que hemos definido para el ámbito de la combustión industrial nos permite establecer que sólo nos interesan las reacciones que se producen entre el Hidrógeno y el CO del combustible con el oxígeno del aire. En la reacción homogénea que se produce entre estos elementos, resultará determinante el nivel de contacto entre reactantes; tratándose de gases que incrementan su volumen y turbulencia a medida que elevan sus niveles termodinámicos, resultará determinante para el control de la combustión el diseño de la cámara de combustión que permita un adecuado flujo de los productos de la combustión, manteniendo condiciones estables de la atmósfera en la que se realizan las reacciones de combustión. Las llamas características de la combustión de gases tiene una apariencia azulada, propiciada por la presencia de productos intermedios de combustión o no presentan coloración alguna en el espectro visible. b) Reacción Heterogénea sólido gas Es la que se produce en el entorno de la partícula de carbono para formación de CO y subsecuente combustión con el oxígeno para formar CO2. Los factores determinantes de la velocidad de reacción en este caso dependerán del tamaño de partícula y la disponibilidad de oxígeno en su entorno. Debido a que la velocidad con que se efectúan las reacciones homogéneas de H2 y CO es muy alta, la velocidad con que se efectúa la reacción sólido gas del carbón resulta determinante del proceso en la gran mayoría de casos que se presentan en la combustión industrial, aún tratándose de combustibles gaseosos.



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En cierta forma, siempre se produce cierto nivel de coexistencia de ambos tipos de combustión, como se verá al efectuar un análisis más detallado cuando, se trate en forma individual la combustión de sólidos, líquidos y gases. 2.4 Mecanismo de la reacción heterogénea Definida la reacción heterogénea como el punto de convergencia ineludible de todas las formas de combustión industrial y representando el factor fundamental de control del proceso, resultará de la mayor importancia conocer el mecanismo a través del cual se produce la oxidación de la partícula de carbón. La reacción se inicia en la superficie de la partícula al ponerse en contacto los átomos de carbono y las moléculas de oxígeno, generalmente contenido en el aire, que actúa como comburente y se alcanzan las condiciones mínimas para desencadenar la reacción. A temperatura ambiente, el carbón en contacto con el aire ya se encuentra reaccionando y liberando calor, aunque en forma imperceptible debido a la escasa cinética de la reacción. Para cumplir las exigencias de aporte de calor en los procesos industriales, la reacción tiene que ser violenta y para ello se debe llegar a la ignición, con la que la que se inicia la llama cuando se emiten suficientes gases de CO por reacción superficial. La oxidación completa se produce en 2 etapas: Etapa 1: La reacción heterogénea propiamente dicha:

C + ½ O2 CO + 31,500 kcal/mol

Al reaccionar el C con O2 forma CO que se desprende como gas. Etapa 2: La reacción entre el CO desprendido y el O2 disponible en el medio.

CO + ½ O2 CO2 + 62,500 kcal/mol

La condición térmica inicial de la partícula depende del combustible original, influenciando su calentamiento hasta este punto la desvolatilización de la partícula sólida, el craqueo y gasificación de gotas, y el craqueo de gases.



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Difusión térmica del calor desde el medio hacia el interior de la partícula para favorecer el calentamiento que acelere la cinética de la reacción heterogénea que se produce en la superficie de la partícula.

Difusión molecular del oxígeno hacia la película que rodea la partícula y el

interior de los poros dejados por la sálida de volátiles.

Difusión molecular del CO producido en la superficie hacia el medio donde completa su reacción convirtiéndose en CO2 . En la Figura 2.7 se muestra la forma en que se desarrolla la combustión heterogénea, hasta completar la combustión cuando la partícula de carbón ha desaparecido.

Figura 2.7 Combustión Heterogénea

Los parámetros que permiten caracterizar la partícula de carbón en cuanto a su comportamiento durante el proceso de combustión son los siguientes:

a) Tamaño de partícula: Expresado como diámetro promedio en micras, resulta determinante de la velocidad de reacción y liberación de calor.



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Se planifica en la molienda de carbón pulverizado en función de la formación de llama que se debe adecuar a la cámara de combustión y el proceso. En el caso de combustibles líquidos resulta determinado por el tamaño de gotas atomizadas por el quemador y las condiciones de progresión térmica en el reactor. Si las gotas se craquean antes de vaporizarse, las partículas alcanzarán algunas decenas de micras; si se craquean como gases, el tamaño de las partículas será apenas de unas centenas de Angstrons. En la combustión de gases, al producirse el craqueo en fase gaseosa, el tamaño de partícula siempre será inferior a 1 micra (400-500 Aº).

b) Porosidad: Influencia la velocidad de reacción al incrementar la superficie de contacto para calentamiento y reacción heterogénea. En los carbones minerales depende de su naturaleza y rango, marcado por su

nivel de desgasificación previo efectuado por la naturaleza o coquización

artificial.

En los líquidos la volatilización y desgasificación se produce simultáneamente, por lo cual la porosidad se presume en función de la naturaleza del combustible atomizado. Cuando se trata de gas natural, el tamaño microscópico de las partículas resta importancia a su porosidad.

c) Contenido de volátiles: Al gasificarse y quemarse con relativa facilidad, los volátiles influencian la velocidad de calentamiento de la partícula y por tanto la cinética de la reacción heterogénea, disminuyendo el tiempo de reacción para un mismo tamaño de partícula.

d) Reactividad: Depende de las características superficiales de la partícula y de la presencia de centros activos de reacción, caracterizados por irregularidades propiciadas por rugosidades, concentración de combinaciones del oxígeno, hidrógeno, azufre, etc. Las características térmicas de la partícula, tales como su calor específico, conductividad térmica y su estabilidad de volumen (hinchamiento y crepitación) al calentarse, influencian directamente su reactividad en presencia de oxígeno.

2.5 El reactor de combustión La combustión en una atmósfera libre puede efectuarse con fines de iluminación, aprovechando la energía luminosa de la llama de difusión, pero con fines de aprovechamiento térmico representa niveles demasiado bajos de



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aprovechamiento energético, aceptables solamente en el campo artesanal. En actividades industriales, las exigencias de concentración térmica y costos establecen la necesidad de que las reacciones de combustión se efectúen en el interior de un reactor llamado comunmente hogar o cámara de combustión. El diseño de reactores de combustión obedece principalmente a criterios vinculados al proceso para el cual se genera calor y la forma de transferencia de calor requerida. El diseño de un reactor ideal para asegurar combustión completa podría ser definido en los siguientes términos y/o condiciones: Longitud : Debiendo alojar la llama y dependiendo ésta del tiempo de

reacción de las partículas de carbón, en la medida que se acelere la cinética de la reacción con temperatura y turbulencia, podrá acortarse el tiempo de reacción completa y la longitud de la llama y por tanto, el reactor. Volumen útil : Se podrá acortar la longitud del reactor en la medida que

se acorte la llama, pero al hacerlo podría abrirse en forma cónica determinando que el ancho y la altura tengan que ampliarse para evitar el impacto de llama sobre las paredes. En la medida que se logre formar una llama más compacta se podrá reducir el volúmen útil requerido de reactor. El impulso rotacional y el difusor cumplen esta función. Concentración de calor: Un reactor ideal tendría que ser concebido

construído con paredes de material refractario de la mayor reflectividad con capacidad para absorber calor y reflejarlo, manteniéndose en equilibrio térmico. La forma del reactor también presentaría el mejor comportamiento con un diseño cónico o cilíndrico, permitiendo concentrar la mayor cantidad de calor en el centro de la llama. Siendo desarrollado el proceso de la combustión en reactores que normalmente dependen del proceso, los casos más frecuentes en los equipos más difundidos en la industria : Hornos y Calderos. Analicemos las características de los reactores de combustión en los tipos más frecuentes:

a) Hornos rotatorios : En estos reactores de forma cilíndrica la llama se forma a partir de un chorro recto confinado. Este reactor presenta la facilidad de poder alargar la llama sin limitaciones de impacto con una pared posterior, pero igualmente tendrá que disponer de suficiente impulso total para mantenerla centrada y el diseño del quemador tendrá que permitir la formación de llama cónica hueca para evitar que se abra impactando con las paredes (Figura 2.8).



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Figura 2.8 El Horno Rotatorio como Reactor de Combustión

Los hornos rotatorios son circulares, por lo que presentan el volúmen útil más conveniente y ofrecen buenas condiciones de concentración térmica. Las características del proceso influencian la concentración de calor; así existe una gran diferencia entre el comportamiento del material en procesos de hornos de cal (reacción endotérmica) y de clínker para cemento (reacción exotérmica). En los secadores rotatorios también se presenta menor concentración de calor y temperaturas de llama por ser la vaporización fuertemente endotérmica. b) Hornos de Fundición : En este tipo de hornos el reactor está muy lejos de constituir un diseño ideal, debido a que el material a ser fundido se encuentra en el piso y se alojan llamas en un extremo del horno, calentando el material hasta fusión por transferencia de calor por radiación y en menor medida por convección. El nivel de concentración térmica es alto debido a los niveles de temperatura, pero las pérdidas por radiación en las paredes y el techo también son altas. Una mejora considerable de estos hornos como reactores de combustión se ha logrado incorporando mayor número de quemadores en las paredes y en el techo (Figura 2.9).



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Figura 2.9

Hornos de Fundición Los hornos de calentamiento presentan características semejantes como reactores de combustión, pero con menores niveles térmicos. c) Hornos verticales : En este tipo de hornos el volúmen util para la reacción resulta muy limitado , estando por ello muy lejos de presentar condiciones ideales como reactor de combustión. La utilización de combustibles muy fáciles de quemar, precombustión en troneras auxiliares y diseño de hornos con planos inclinados que permitan alojar llamas han sido alternativas aplicadas con éxito. La incorporación del combustible con el material en proceso convierte a todo el horno en reactor, pero con eficiencia muy variada en cada etapa del proceso. d) Calderos pirotubulares En los calderos antiguos se utilizaban hogares de combustión de material refractario, orientando su diseño a losgrar combustión completa, aprovechando el calor generado en varios pasos de tubos transfiriendo calor por convección.

Las exigencias de optimización energética y de diseño han orientado la tendencia en calderos a ubicar la llama en cámaras de agua (fleur) y ubicar paredes húmedas, que reemplazan los altares de refractarios por conductos de agua que refrigeran y se calientan simultáneamente. Esta tendencia obliga a optimizar la combustión para asegurar combustión completa, cada vez más difícil por la menor concentración de calor.



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Figura 2.10

Calderos Pirotubulares y Acuotubulares

e) Calderos acuotubulares Las cámaras de combustión en estos calderos están formadas por tubos de agua cada vez más compactos, complicando su función como reactores de combustión. Esta tendencia ha obligado a desarrollar quemadores con capacidad para formar llamas cada vez más turbulentas y compactas, lo que se ha logrado creando una zona de menor presión en la zona central de la llama (llama cónica hueca).

Los calderos de alta capacidad con grandes cámaras de combustión y un gran número de quemadores se orientan a aprovechar la mayor eficiencia de transferencia de calor por radiación desde la llama a los tubos de agua que forman el reactor, resultando similar su concepto de funcionamiento y aprovechamiento térmico a los aplicados en los hornos de fundición.



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Al producirse y manejarse la reacción de combustión con el propósito de aprovechar el poder calorífico del combustible con fines industriales, adecuando su desarrollo a los requerimientos de un determinado proceso térmico, se establece condiciones que convierten a la combustión en el proceso fisicoquímico que

conocemos como llama.

La llama es la combustión misma, el espacio donde se desarrolla la combustión y la manifestación visible de la combustión; todo al mismo tiempo. Por ello resultará de la mayor importancia dominar los 3 campos de la tecnología que resultan fundamentales en el desarrollo de la combustión y la determinación de las características de la llama: Mecánica de Fluídos, Cinética Química y Transferencia

de Calor.

3.1 La llama como manifestación visible de la combustión En términos teóricos, la llama es el medio gaseoso en el que se desarrollan las reacciones de combustión, produciendo radiaciones luminosas de origen tanto térmico como químico, no necesariamente en el espectro visible, que constituyen manifestaciones de las condiciones en que se efectúa la generación de calor. En términos prácticos, podríamos definir a la llama como "el espacio donde se realiza la combustión", o también, como "la manifestación visible de la combustión", cuando se trata de combustibles sólidos y líquidos. La mezcla combustible-comburente es la fuente de la llama; el quemador es su creador, vigilante y mantenedor.



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La creación y mantenimiento de una llama apropiada, es un requisito previo e imprescindible para el aprovechamiento racional de la energía contenida en el combustible y que es capaz de arder en forma de calor. Decir que una llama es apropiada, significa que tiene un conjunto de cualidades y características de naturaleza geométrica, física y química idóneas y compatibles con la aplicación perseguida.

3.1.1 Condiciones Límites para que se produzca una llama a) Límites de inflamabilidad La relación de combustible/oxígeno (aire) resulta crítica. Si esta relación es muy pequeña el combustible será muy pobre para quemarse, y si es demasiado grande, será demasiado rica para arder. Los límites de la relación combustible aire, en ambos sentidos, se llaman "límites superior e inferior de inflamabilidad del combustible". En el Cuadro 3.1 se presentan valores para algunos gases y vapores conocidos.



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Cuadro 3.1 Límites de inflamabilidad

b) Límites de temperatura Las Temperaturas máxima y mínima, a las que pueden encontrarse los gases de combustión, coincidentes con los instantes final y de encendido de la llama, es-tablecen igualmente límites por sobre los cuales, no podrá mantenerse una combustión estable, por romperse el equilibrio entre la difusión térmica y la velocidad de producción de calor. c) Límites de presión Existen igualmente límites de presión que establecen un intervalo de presiones, dentro del cual puede existir una llama. Por debajo de 1 mbar absoluto las llamas tienden a extinguirse. El límite superior lo establece la peligrosidad de la mezcla a altas presiones, pudiendo estar por encima de 100 bar. d) Límites por el "efecto pared" Los intercambios térmicos entre la llama y las paredes del recinto, establecen un límite denominado "efecto pared". Incluye la propia boquilla de salida, lo cual hace que en sus proximidades no se observe llama, y la presencia de "puntos fríos" en el interior de la cámara de combustión.

% Volumen en aire Sustancia Límite Inferior Límite Superior

Monóxido de carbono (CO) 12,5 74,0

Hidrógeno (H2) 4,1 74,0 Metano (CH4) 5,3 14,0 Etileno (C2H4) 3,0 29,0 Etano (C2H6) 3,2 12,5

Propano (C3H8) 2,4 9,5 Butano (C4H10) 1,9 8,4 Pentano (C5H12) 1,4 7,8 Benceno (C6H6) 1,4 6,7

Gas Natural 4,8 13,5



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3.1.2 Tipos de llamas y su clasificación a) Por la modalidad de la mezcla del combustible

Llamas de difusión: Cuando la mezcla del combustible y comburente se realiza en el instante de la combustión.

Llamas de premezcla: Cuando la mezcla de los fluidos se realiza parcial o

totalmente antes de alcanzar la cámara de combustión. b) Por la velocidad del flujo de los reactantes

Laminar: Cuando los fenómenos de la mezcla y transporte ocurren en fluido laminar, es decir, estable, uniforme y a bajas velocidades (no excede 1 m/seg).

Turbulenta: Cuando la velocidad de salida de los gases es importante, con objeto

de liberar un máximo de energía por unidad de tiempo, producto de condiciones más favorables para la mezcla combustible-oxígeno (velocidad unas 50 veces mayor que en fluido laminar). c) Por su posición respecto a la boca del quemador

Llamas explosivas libres: Cuando se desarrollan en la atmósfera a la salida de un orificio, sin contacto con paredes laterales.

Estacionarias: Cuando el combustible se quema poco a poco a medida que pasa a

través de una determinada zona del sistema, dando lugar a llamas alargadas y de combustión lenta. d) Por el estado físico del combustible

Combustibles gaseosos: Resultan más simples por hallarse combustibles y comburentes en una sola fase, pero difícilmente observables, y por tanto, difíciles de regular y controlar.

Combustibles líquidos: El caso más frecuente en la práctica, fuertemente atomizados o dispersos, presentan importante presencia de partículas que queman en suspensión, emitiendo en el espectro visible cuando se encuentran en estado incandescente, facilitando su observación, regulación y control.

Combustibles sólidos: Pulverizados se asemejan a los líquidos; en lecho fijo se

complican por intervenir reacciones adicionales de pirólisis.

3.1.3 Temperaturas de la llama



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Se denomina temperatura teórica de combustión, temperatura adiabática de combustión o temperatura de combustión calorífica, a la que se obtendría en una combustión estequiométrica, con mezcla perfectamente homogénea y en un tiempo brevísimo que no dé tiempo a pérdidas caloríficas con el ambiente. Para el cálculo teórico de la temperatura adiabática de llamas se utiliza la siguiente fórmula :

Donde :

Ta : Temperatura adiabática de llama

PCI : Poder Calorífico Inferior

Vg : Volumen de gases de combustión

Cp : Calor Específico de los gases de combustión

En el Cuadro 3.2 se presenta la comparación de algunas temperaturas de llamas. Es importante observar que las llamas mas calientes, no son las que en teoría corresponden a una mayor liberación de energía, sino a aquellas cuyos productos finales de la combustión son más estables.



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Cuadro 3.2 Temperatura de llamas de algunos combustibles

Las temperaturas reales en la llama, disminuirán en función de las condiciones reales de trabajo, dependientes de algunos de los siguientes factores:

a) Calor sensible del aire y el combustible. b) Exceso de aire. c) Características de la transferencia de calor en la cámara de combustión. d) Difusión molecular de reactantes. e) Difusión térmica de productos.

En la Figura 3.1 se puede observar la influencia de la temperatura del aire de combustión y del exceso de aire sobre la temperatura promedio de la llama.

COMBUSTIBLE

COMBURENTE

TEMP.

INDICE

TEORICA

REAL

ºC EXCESO AIRE n ºC ºC

Acetileno Aire 15 1,00 2630 2320 Monóxido de Carbono

Aire 15 1,00 2470 2100

Hidrógeno O2 15 ---- 2974 ---- Hidrógeno Aire 15 1,00 2210 2045 Gas Natural Aire 15 1,00 1961 1735 Gas Natural Aire 15 1,00 1961 1880 Metano Aire 15 1,00 1915 1880 Etano Aire 15 1,00 a a Propano Aire 15 1,00 1980 1925 Butano Aire 15 1,00 Fuel oil pesado Aire 15 1,00 2015 Fuel oil pesado Aire 15 1,30 1690 Fuel oil pesado Aire 300 1,00 2120 Fuel oil pesado Aire 300 1,30 1845



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Figura 3.1 Influencia de la temperatura del aire de combustión y del exceso de aire sobre la

temperatura de llama.

Aunque en el espectro de la llama se distinguen tanto bandas visibles, como infrarrojas y ultravioletas, moleculares y atómicas, e incluso, la mayor parte de calor se transfiere en la banda de infrarrojos, no visible al ojo humano, en la práctica resulta de indiscutible validez y gran utilidad el juzgar la temperatura de la llama por observación visual de su coloración. Como ejemplo, en el Cuadro 3.3 se presentan las temperaturas que corres-ponden a los colores observados en la llama de un horno rotatorio para cemento.

Cuadro 3.3. Temperaturas que corresponden a los colores de la llama

COLOR ºF ºC

Rojo suave 875 475 Rojo suave a rojo oscuro 875 -1200 475 - 650 Rojo oscuro a rojo cereza 1200 - 1375 650 - 750 Rojo cereza a rojo cereza 1375 - 1500 750 - 825 brillante Rojo cereza brillante a naranja 1500 - 1650 825 - 900 Naranja a amarillo 1650 - 2000 900 - 1090 Amarillo a amarillo brillante 2000 - 2400 1090 - 1320 Amarillo brillante a blanco 2400 - 2800 1320 - 1540 Blanco a blanco deslumbrante más de 2800 más de 1540



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3.2 FORMACIÓN DE LLAMA Y GASODINÁMICA DE LA COMBUSTIÓN

El desarrollo de un proceso de combustión y la conformación de llama en el interior de un reactor o cámara de combustión, constituyen en lo fundamental un problema de mecánica de fluídos que permite controlar a través de la intensidad de mezcla la cinética de la reacción de combustión, en la forma que permita establecer las condiciones más favorables y adecuadas de transferencia de calor. La comprobación práctica de que siempre se cumplen los postulados de la teoría inorgánica de la combustión, nos conduce a una visión diferente, más simple y objetiva, de la combustión industrial. Se pueden establecer 4 etapas en el desarrollo del proceso de combustión:

Mezcla de combustible y comburente Ignición y encendido de la mezcla Reacción química Difusión de los productos de la combustión.

La ignición y la reacción química son rapidísimas, prácticamente instantáneas, mientras que la mezcla y difusión de gases resultan lentas, complicadas y difíciles. En el interior de las cámaras de combustión se maneja la combustión como una suspensión de partículas de carbón en el aire que al reaccionar producirán gases de combustión y calor.

La forma de la llama resulta influenciada por las características de tamaño, naturaleza y composición de las partículas de coque procedentes de la molienda de carbón mineral, craqueo en fase líquida o gaseosa de combustibles líquidos, o craqueo de gases, pero determinada finalmente por las características de los impulsos de los flujos dominantes, aire primario o el propio combustible cuando se trata de gas natural. En consecuencia, la mecánica de fluidos resulta fundamental para determinar la forma en que se efectúa la reacción de combustión y la definición de las características de la llama.



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Para conocer los factores que afectan la formación de llama en el campo de la mecánica de fluidos, analicemos la gasodinámica de la combustión : El flujo que emerge de una tobera forma un chorro que actúa dinámicamente sobre el ambiente que lo rodea, perdiendo velocidad y succionando aire o gas de los alrededores. El chorro se proyecta en la dirección prevista, perdiendo velocidad y succionando gas de los alrededores. En un chorro libre la presión estática es constante, mientras que en un chorro confinado la presión se incrementa con la distancia de la tobera ocasionando la formación de una zona de recirculación.

Figura 3.2 Esquema de chorro en espacio libre

Un chorro en un espacio libre se compone de las 4 partes que se muestran en la (Figura 3.2).

Corazón o núcleo del chorro Zona de mezcla Zona de transición Chorro completamente desarrollado

La región del núcleo se caracteriza por velocidad constante y concentración similar a la de la tobera. Fuera de esta zona se desarrolla una capa límite en la cual momento y masa se transporta en forma perpendicular al flujo. La longitud del nucleo es 4 o 5 veces el diámetro de la tobera. La región transitoria que puede alcanzar unos 10 diámetros precede a la formación del chorro final.



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La forma del chorro se caracteriza por el ángulo mitad , el cual se forma entre el eje del chorro y la línea formada por los puntos en los cuales la velocidad es la mitad de la velocidad en el eje (Figura 3.3).

El chorro que fluye de la tobera en un horno tubular puede ser caracterizado como un chorro libre recto circular, habiéndose comprobado como valor práctico para el ángulo mitad 4.85 °, el cual no varía con la confinación del chorro; sin embargo, el grado de turbulencia (S) puede incrementarlo en la siguiente forma:

ÁNGULO MITAD = (4.85) (7S)

A partir del punto medio entre la tobera y la proyección del chorro que toca la pared del horno, el chorro puede considerarse y comportarse como un chorro confinado, por lo cual se presenta la recirculación de gases quemados.

Al producirse la ignición del combustible y convertirse el chorro en llama, delimitando el frente de llama, se incorporan al flujo los gases de combustión producidos y la energía generada por la reacción, los cuales influencian en forma distinta la cinética de la reacción y por tanto la longitud de llama. Mientras que el calor generado incrementa la velocidad de reacción, la presencia de gases de combustión ya quemados e inertes disminuyen la disponibilidad de oxígeno para la reacción y por lo tanto la demoran.

Figura 3.3 Forma del chorro, caracterizado por el ángulo mitad



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El chorro de los quemadores unicanal puede ser considerado como un chorro recto circular, como el que se muestra en la (Figura 3.4) El incremento de presión que ocasiona el chorro genera una recirculación de gases quemados hacia la zona exterior, tomando la llama una forma cónica. Siendo el ángulo mitad de 4.85°, aproximadamente a unos 3 diámetros del horno se debería producir el impacto de la llama con las paredes del horno.

Figura 3.4 Chorro recto circular

Si el quemador dispone de suficiente energía cinética para mantener formada la llama y la cinética de la reacción es suficientemente rápida para completar la combustión en este trayecto, al punto P impactaran gases quemados y la llama formada resultará ideal. Si por el contrario, la combustión no se completa, sobre el punto P impacta llama provocando problemas; para evitarlo, se resta potencial al quemador, el chorro pierde velocidad y se igualan las velocidades con el aire secundario restante y los gases quemados, la llama se desarma antes de impactar y la combustión se completará dentro de la masa uniforme de los gases circulando a través del tubo del horno sin ningún control, dando lugar a pegaduras, anillamientos y la presencia de inquemados a la salida del horno, debido a que la posibilidad de combustión completa desaparece.

Al incorporar un tubo central convirtiendo el ducto en un espacio anular se crea una depresión en el centro que propicia que se produzca la recirculación interior de gases quemados calientes que se utiliza en algunos casos para estabilización de la llama. Este efecto se incrementa al incorporar una placa central o proporcionar radialidad al flujo (Figura 3.5).



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Figura 3.5 Perfil del flujo por efecto de la radialidad proporcionada.

Cuando se imprime rotación a un fluido se consiguen los chorros giratorios que modifican su perfil de velocidades por efecto de la rotación, como se muestra en la (Figura 3.6) . En (a) no existe rotación; en (b) hay una rotación ligera que hace aumentar la velocidad periférica y deprime la central ; en (c) se alcanza el umbral crítico, anulándose la velocidad en el centro; en (d) el estado es supercrítico, con inversión de velocidades en el centro. Para cuantificar este efecto se utiliza el concepto de Fuerza de Rotación que es un número adimensional definido por la relación del momento del impulso tangencial con el producto del radio del inyector por el impulso axial.

Figura 3.6 Perfil de velocidad por rotación del fluido.

a b c d



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En los chorros giratorios se incrementa la masa arrastrada por el fluido inductor en la medida que aumente la fuerza de rotación, como se puede observar en la (Figura 3.7) en la cual se grafica la relación de masa total a masa inductora para chorros con diferente fuerza de rotación.

La división del flujo dominante, aire primario y/o gas natural, en componentes axial y radial permite controlar la forma y tendencias de la llama en el interior de la cámara de combustión, lo que resulta de una importancia determinante para 3 propósitos fundamentales:

Formar la llama que permita aprovechar al máximo el volumen útil de la cámara de combustión

Disponer de la máxima potencia calorífica Imprimir la intensidad de mezcla que resulte adecuada para asegurar

combustión completa.

Podemos mencionar varios ejemplos de aplicación que muestran la importancia de la aplicación de estos conceptos en el desarrollo tecnológico industrial:

En Calderos acuotubulares: La adecuación de la forma de llama a las geometrías rectangulares de los hogares de paredes de agua ha permitido conseguir una reducción formidable de sus dimensiones, consiguiendo unidades cada vez más grandes en capacidad de generación de vapor pero mucho más compactas, ahorrando espacio, materiales y energía, porque también resultan considerablemente más eficientes.

Figura 3.7 Relación de masa total a masa inductora para chorros con diferente fuerza de rotación.



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En hornos cementeros: La formación de llama cónica hueca ha resultado tan importante para lograr las condiciones adecuadas de potencia térmica, transferencia de calor y estabilidad operativa que exige el proceso de clinkerización que ya no se concibe un horno cementero que no opere con este tipo de llama y resulte competitivo.

En hornos cerámicos : La formación de llamas planas para evitar su impacto sobre las piezas en proceso ha permitido conseguir excelentes condiciones de transferencia de calor y mejorar la calidad de acabados.

3.3 Emisividad de llama y transferencia de calor por radiación La radiación es la transferencia de calor mediante energía radiante que parte de la superficie de la sustancia emisora en todas direcciones y que no necesita de un soporte material. Cuando esta energía alcanza otro cuerpo, parte de ella puede reflejarse, otra parte puede ser transmitida a través del cuerpo receptor, cuando es diatérmico y finalmente el resto es absorbida. La radiación térmica se asocia a una radiación electromagnética con un intervalo de longitudes de onda entre 0,01 y 100 micras.

Para calcular el calor transmitido por radiación se aplica la fórmula:

en donde:

Qr : calor emitido por radiación por m2 y hora (Kcal/h.m2) C : constante de valor = 4,92 x 10-8 h.m20K4 : emisividad del material, que depende de la naturaleza del cuerpo radiante.

T1 = Temperatura del cuerpo emisor 0K (0C + 273) T2 = Temperatura del cuerpo receptor K (0C + 273)

Para efectos del trabajo de los hornos en la zona crítica, la transferencia de calor por radiación desde la llama resulta un factor de la mayor importancia, debiendo destacarse que :



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Resulta proporcional a la temperatura elevada a la cuarta potencia. La temperatura de llama varía con el exceso de aire de combustión y la temperatura del aire secundario, en la forma que se mostró en la Figura 3.1.

Resulta proporcional a la emisividad de la llama, la cual a la vez depende de la

permanencia de las partículas en estado incandescente. La emisividad de llamas de carbón, petróleo y gas natural se puede observar en la Figura 3.8. La baja emisividad de las llamas de gas natural debe procurar compensarse, demorando la disponibilidad de las partículas para que se produzca el hollinamiento que favorezca la emisividad y transferencia de calor por radiación.

Figura 3.8 Emisividad de llama

3.4 Difusión de gases de combustión y transferencia de calor por convección La transmisión de calor por convección se refiere generalmente a la transferencia de calor desde la superficie límite de un sólido a un fluido, debido a las diferencias de densidad entre las zonas calientes y frías del mismo (convección natural), pudiendo favorecerse este movimiento por medios mecánicos (convección forzada).

Para calcular el calor transmitido por convección se aplica la fórmula:



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Donde:

Qc : Calor transmitido al fluido desde la superficie de un sólido por m2 (Kcal/h . m2). hm : Coeficiente de transmisión desde la superficie al fluido sin incluir la energía radiada (Kcal/h.m2. ºC) ts : temperatura de la superficie del sólido (0C) tm : temperatura media del fluido (0C) R : resistencia térmica (°C . h . m2 ) / kcal La transferencia de calor por convección: aumenta cuando aumenta ts aumenta cuando disminuye tm aumenta cuando aumenta el valor de hm

El valor de hm depende de muchos factores y en general no es fácil de determinar teóricamente, por lo que se obtiene a partir de experimentos y correlaciones utilizando la teoría de modelos y números adimensionales.

Varía con:

Las propiedades físicas del fluido (conductividad térmica, densidad, calor

especifico, viscosidad). Dimensiones del aparato Velocidad del fluido Existencia de cambio de fases incremento de temperaturas

Figura 3.9 Horno de cemento, un excelente ejemplo de aprovechamiento de calor por radiación, utilizando materiales

refractarios para mejorar la transferencia de calor.



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En los hornos, calderos y procesos industriales se produce transferencia de calor por convección en todo el circuito de circulación de los gases de combustión desde la llama hasta la chimenea de salida. El diseño de los procesos, instalaciones y equipos industriales determinan los niveles de aprovechamiento del calor liberado en la combustión en función de las condiciones que favorezcan la transferencia de calor por convección de los gases calientes al proceso y el revestimiento interno del horno .

3.5 Estabilidad de llama y las 7 “tes” de la combustión.

La velocidad de una llama, puede variar entre unos pocos centímetros por segundo (mezcla propano-aire) y varias decenas de metros por segundo (mezcla estequiométrica vapor de kerosene-aire, con 40 m/s). La superficie que limita la llama por su parte anterior se denomina frente de llama y su situación está condicionada por un equilibrio entre la velocidad de circulación de los gases y la velocidad de propagación de la llama; expresado en términos prácticos, para conseguir una llama estable se debe mantener un equilibrio entre la velocidad con la que ingresa la mezcla combustible y la velocidad con la que se quema (Figura 3.10). El frente de llama puede resultar muy inestable, considerando los múltiples factores que intervienen en la cinética de la reacción de combustión, determinando que se aproxime al quemador hasta introducirse en el mismo, produciéndose lo que se denomina "retroceso de llama" o se aleje del mismo, llegando a producirse el "despegue de llama", en cuyo caso la misma se apaga. En la literatura técnica sobre la llama siempre se mencionan como factores de control operativo sobre la llama las 3 te´s de la combustión, pero investigando en este campo hemos encontrado que son siete las te´s que influencian este proceso.



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Figura 3.10 Frente de llama, criterio básico para determinar el equilibrio de las velocidades.

Las dos primeras emanan de la teoría inorgánica y se refieren al Tamaño de partícula y su Trayectoria axial o rotacional al inyectarse desde la boquilla del quemador. Para mantener el equilibrio entre la velocidad de los gases y la propagación de la llama resultan de fundamental importancia las tres Te's clásicas de la combustión, esto es, Tiempo, Turbulencia y Temperatura. La estabilidad del frente de llama permite condiciones iniciales favorables, pero en el desarrollo de la combustión intervienen otros parámetros que determinan condiciones que podrían afectar la estabilidad inicial conseguida y coincidentemente, también comienzan con la misma letra: Transferencia de calor y Transporte de gases. Pero aún tenemos más Te´s que influencian la llama y el proceso de combustión: el Tiro que crea las condiciones de circulación de gases y la Tensión (presión) en el interior de la cámara de combustión.

Estos tres factores resultan de la mayor importancia para mantener en equilibrio la reacción de combustión, y por ende, las características de la llama.



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El Tiempo determina la velocidad con la que se efectúa la reacción y resulta fuertemente determinado por el Tamaño de la partícula de carbón; si se eleva la Temperatura de la llama, aumentará la velocidad de reacción y con ella la generación de calor; asimismo aumentará el volumen de productos de combustión, incrementándose la Turbulencia en el entorno de la llama, tomando en cuenta que las condiciones de mezcla también serán influenciadas por la trayectoria de la partícula de carbón, creada por su propio impulso y/o establecida por los flujos dominantes. La Transferencia de calor desde la llama a su entorno variará la temperatura y por tanto la cinética de la reacción. El Transporte de los gases de combustión impulsados por el Tiro tendrán que asegurar la presión más conveniente en la cámara de combustión.

Figura 3.11 Las siete Te’s de la combustión

El aumento de la Turbulencia favorecerá la cinética de la reacción, disminuyendo el Tiempo de reacción; la mayor generación de calor producirá un incremento de Temperatura. Esta constante influenciada por estos tres factores, determinará las condiciones del equilibrio de llama, y en consecuencia, la eficiencia de combustión. La importancia que reviste la llama, por representar el espacio donde se realiza la combustión y constituir en la mayoría de casos una manifestación visible de la combustión, facilitando su adecuado manejo y control, determina la necesidad de analizar las características de formación de llama de sólidos, líquidos y gases en forma individual y detallada, utilizando la Ruleta de las Te´s de la Combustión (Figura 3.11).



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En el desarrollo de la tecnología de la combustión en el siglo XX se cometieron muchos errores, pero sin duda alguna el principal fue desconocer la importancia del aire. Los intereses comerciales de los proveedores de combustibles y equipos prevalecieron sobre los razonamientos y fundamentos técnicos. La disponibilidad permanente y gratis del aire no resulta negociable, pero sí los equipos requeridos para acondicionarlo y proporcionarle la energía que necesita para cumplir las funciones que desempeña en todas las fases y etapas de los procesos de combustión Al establecer la Teoría Inorgánica de la Combustión que la formación de llama y el control sobre el desarrollo de la combustión constituyen principalmente un problema de mecánica de fluidos, siendo el aire el flujo dominante para determinar las condiciones de mezcla y turbulencia que definen la calidad de la combustión, demuestra que el aire siempre resulta más importante que los combustibles en la combustión.



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4.1 Caracterización del Aire Atmosférico

4.1.1 Formación de la Atmósfera Terrestre

La atmósfera es la envoltura gaseosa que rodea a la Tierra y comenzó a formarse hace unos 4600 millones de años con el nacimiento del planeta.

La atmósfera de las primeras épocas de la historia de la Tierra estaría formada por vapor de agua, dióxido de carbono (CO2) y nitrógeno, junto a muy pequeñas cantidades de hidrógeno (H2) y monóxido de carbono pero con ausencia de oxígeno. Era una atmósfera ligeramente reductora hasta que la actividad fotosintética de los seres vivos introdujo oxígeno y ozono (a partir de hace unos 2 500 o 2000 millones de años) y hace unos 1000 millones de años la atmósfera llegó a tener una composición similar a la actual.

También ahora los seres vivos siguen desempeñando un papel fundamental en el funcionamiento de la atmósfera. Las plantas y otros organismos fotosintéticos toman CO2 del aire y devuelven O2, mientras que la respiración de los animales y la quema de bosques o combustibles realiza el efecto contrario: retira O2 y devuelve CO2 a la atmósfera.

Analicemos la forma en que se han producido tales transformaciones: Su origen se produce por: Pérdida de la capa de gases de la nebulosa original (H y He). Aumento de la masa de la Tierra: Gravedad. Enfriamiento de la Tierra. Desgasificación de la corteza terrestre. Formación de una capa de gases: atmósfera primitiva. Esta atmósfera, tiene una composición parecida a las emisiones volcánicas actuales, donde dominarían el N2, CO2, HCl y SO2. Algunos gases y el H2O de procedencia externa (Cometas). Etapa prebiótica Antes de la vida, la atmósfera sufrió unos cambios: Condensación del vapor de agua: formación de los océanos y disolución de gases en ellos (CO2, HCl y SO2). Principal gas de la atmósfera: Nitrógeno (N2). No había oxígeno (O2).

http://es.wikipedia.org/wiki/Nebulosa

http://es.wikipedia.org/wiki/Hidr%C3%B3geno

http://es.wikipedia.org/wiki/Helio

http://es.wikipedia.org/wiki/Gravedad

http://es.wikipedia.org/wiki/Corteza_terrestre

http://es.wikipedia.org/wiki/Nitr%C3%B3geno

http://es.wikipedia.org/wiki/Di%C3%B3xido_de_carbono

http://es.wikipedia.org/wiki/%C3%81cido_clorh%C3%ADdrico

http://es.wikipedia.org/wiki/Di%C3%B3xido_de_azufre

http://es.wikipedia.org/wiki/Agua

http://es.wikipedia.org/wiki/Cometa

http://es.wikipedia.org/wiki/Vapor_de_agua

http://es.wikipedia.org/wiki/Oc%C3%A9ano

http://es.wikipedia.org/wiki/Disoluci%C3%B3n



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Etapa microbiológica, con la aparición de las primeras bacterias anaeróbicas que usan H y H2S y fotosintéticas (Bacterias del azufre y cianobacterias): Comienza la producción de O2 del océano. El O2 producido se utiliza para oxidar las sustancias reducidas del océano. Prueba de ello son la deposición de las formaciones de hierro en bandas: Fe+3 + O2 → Fe2O3 Una vez oxidadas las sustancias, empieza la producción de O2 para la atmósfera. El O2 liberado se gasta para oxidar sustancias reducidas de la corteza terrestre. Prueba de ello son la formación de capas rojas de origen continental. Etapa biológica, con la aparición de organismos eucariotas con fotosíntesis más eficiente: Aumento del O2 en la atmósfera hasta la concentración actual (21%). Formación del escudo de Ozono (protección de la radiación ultravioleta del Sol), permitiendo la colonización de las tierras emergidas.

4.1.2 Estructura de la Atmósfera

Atendiendo a diferentes características la atmósfera se divide en:

La troposfera, que abarca hasta un límite superior llamado tropopausa que se encuentra a los 9 Km en los polos y los 18 km en el ecuador. En ella se producen importantes movimientos verticales y horizontales de las masas de aire (vientos) y hay relativa abundancia de agua, por su cercanía a la hidrosfera. Por todo esto es la zona de las nubes y los fenómenos climáticos: lluvias, vientos, cambios de temperatura, etc. Es la capa de más interés para la ecología. En la troposfera la temperatura va disminuyendo conforme se va subiendo, hasta llegar a -70ºC en su límite superior.

La estratosfera comienza a partir de la tropopausa y llega hasta un límite superior llamado estratopausa que se sitúa a los 50 kilómetros de altitud. En esta capa la temperatura cambia su tendencia y va aumentando hasta llegar a ser de alrededor de 0ºC en la estratopausa.

http://es.wikipedia.org/w/index.php?title=Bacteria_del_azufre&action=edit&redlink=1

http://es.wikipedia.org/wiki/Cianobacteria

http://es.wikipedia.org/wiki/Ox%C3%ADgeno

http://es.wikipedia.org/w/index.php?title=Oxidar&action=edit&redlink=1



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Casi no hay movimiento en dirección vertical del aire, pero los vientos horizontales llegan a alcanzar frecuentemente los 200 km/hora, lo que facilita el que cualquier sustancia que llega a la estratosfera se difunda por todo el globo con rapidez, que es lo que sucede con los CFC que destruyen el ozono. En esta parte de la atmósfera, entre los 30 y los 50 kilómetros, se encuentra el ozono que tan importante papel cumple en la absorción de las dañinas radiaciones de onda corta.

La ionosfera y la magnetosfera se encuentran a partir de la estratopausa. En ellas el aire está tan enrarecido que la densidad es muy baja. Son los lugares en donde se producen las auroras boreales y en donde se reflejan las ondas de radio, pero su funcionamiento afecta muy poco a los seres vivos.

Figura 4.1 Estructura de la Atmósfera terrestre.

4.1.3 Composición del Aire Atmosférico.

El análisis de la composición del aire es sumamente compleja y variable en función del lugar y del tiempo. En primer lugar, el aire en la naturaleza nunca se encuentra seco. La variación de su humedad, depende de la presión y la temperatura. Durante el aporte de aire a los procesos de combustión, la humedad del aire trabaja robando calor al sistema.



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Su composición en cuanto a gases no condensables es también incierta. Si suponemos una composición media según el Cuadro 4.1.

Cuadro 4.1 Composición del aire atmosférico

% en Volumen ppm en Volumen Nitrógeno 78,084 0,004

Oxígeno 20,946 0,002

CO2 0,033 0,001

Argón 0,934 0,001

Neón 18,18 0,04

Helio 5,24 0,004

Kriptón 1,14 0,01 Xenón 0,087 0,001

Hidrógeno 0,05 0,001

Otros gases de interés presentes en la atmósfera son el vapor de agua, el ozono y diferentes óxidos de nitrógeno, azufre, etc.

También hay partículas de polvo en suspensión como, por ejemplo, partículas inorgánicas, pequeños organismos o restos de ellos, NaCl del mar, etc. Muchas veces estas partículas pueden servir de núcleos de condensación en la formación de nieblas (smog o neblumo) muy contaminantes.

Materiales sólidos en la atmósfera (Partículas/cm3)

Alta mar 1000

Alta montaña (más de 2000 m) 1000

Colinas (hasta 1000 m) 6000

Campos cultivados 10 000

Ciudad pequeña 35 000

Gran ciudad 150 000

Los volcanes y la actividad humana son responsables de la emisión a la atmósfera de diferentes gases y partículas contaminantes que tienen una gran influencia en los cambios climáticos y en el funcionamiento de los ecosistemas, como veremos.

http://www1.ceit.es/Asignaturas/Ecologia/Hipertexto/10CAtm1/330Smog.htm



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Los componentes de la atmósfera se encuentran concentrados cerca de la superficie, comprimidos por la atracción de la gravedad y, conforme aumenta la altura la densidad de la atmósfera disminuye con gran rapidez. En los 5,5 kilómetros más cercanos a la superficie se encuentra la mitad de la masa total y antes de los 15 kilómetros de altura está el 95% de toda la materia atmosférica.

La mezcla de gases que llamamos aire mantiene la proporción de sus distintos componentes casi invariable hasta los 80 km, aunque cada vez más enrarecido (menos denso) conforme vamos ascendiendo. A partir de los 80 km la composición se hace más variable.

4.1.4 Presión atmosférica

La variación con la altura de la presión atmosférica o de la densidad atmosférica es lo que se conoce como Ley barométrica.

La diferencia de presión entre dos capas separadas por un Δh es:

pues se supone la densidad constante.

La ley de la densidad suponiendo el aire como un gas ideal

aplicada a la superficie de la Tierra resulta una densidad del aire

.

Pretendemos subir una montaña no excesivamente alta (para que la densidad sea constante) y queremos saber como disminuirá la presión a medida que ascendemos

Como la densidad del mercurio es: es 11.100 veces mayor que la densidad del aire resulta que la presión disminuye 1 mm de Hg cuando nos elevamos 11100 mm es decir 11,1 m. Ahora bien como 4 hPa son 3 mm de Hg la presión disminuye 4 hPa cada 33,3 m es decir 1 hPa cada 8 m de ascenso.



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En una atmósfera isoterma la presión varía con la altura siguiendo la ley:

donde M es la masa molecular, g la aceleración de la gravedad, h-h0 es la diferencia de alturas entre los niveles con presiones P y P0 y T es la temperatura absoluta media entre los dos niveles, y R la constante de los gases perfectos. El hecho de que la temperatura varíe si limita validez de la fórmula. Por el contrario la variación de la aceleración de la gravedad es tan suave que no afecta. La escala de altura es la altura a la que hay que elevarse en una atmósfera para que la presión atmosférica disminuya en un factor e=2,718182.

Es decir la disminución de presión es Para

calcularla basta con poner en la ley barométrica resulta:

Para la atmósfera de la Tierra la escala de alturas H es de 8,42 km. En función de la escala de alturas H la presión puede expresarse:

y analogamente para la densidad:

La temperatura de la atmósfera terrestre varía con la altitud. La relación entre la altitud y la temperatura es distinta dependiendo de la capa atmosférica considerada: Tropósfera: 0 - 8/16 km, la temperatura disminuye con la altitud. Estratósfera: 8/16 - 50 km, la temperatura permanece constante para después aumentar con la altitud. Mesosfera: 50 - 80/85 km, la temperatura disminuye con la altitud. Termosfera o Ionosfera: 80/85 - 500 km, la temperatura aumenta con la altitud. Exosfera: 500 - 1500/2000 km Las divisiones entre una capa y otra se denominan respectivamente tropopausa, estratopausa, mesopausa y termopausa.

http://es.wikipedia.org/wiki/Km



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Figura 4.2 Capas de la atmósfera terrestre

Regiones atmosféricas

Atmósfera alta: región atmosférica que se encuentra por encima de la mesopausa.

Ionosfera: región ionizada por el bombardeo producido por la radiación solar. Comprende aproximadamente a la mesosfera y a la termosfera. Llega hasta una altura de unos 500 km.

La atmósfera es un escudo protector contra los impactos de enorme energía que provocarían aún pequeños objetos espaciales al colisionar a altísima velocidad la superficie del planeta.

Sin atmósfera, la velocidad de colisión de estos objetos sería la suma de su propia velocidad inercial espacial (medida desde nuestro planeta) más la aceleración provocada por la gravitación terrestre.

Una partícula del tamaño del punto de esta "i", incidiendo a más de 40.000 km/h (11 km/s), sería capaz de perforar el techo de un automóvil si no tuviésemos atmósfera. Al tener la energía cinética se transforma en luz y desde la superficie vemos un meteoro.



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La fricción es la manifestación macroscópica de una transferencia de energía cinética, o su transformación en otro tipo de energía, por la que un cuerpo "pierde" movimiento cediéndoselo a otro ya sea transfiriéndole parte de su propio movimiento o transformándose en movimientos moleculares (calor, vibración sonora, etc.)

Un cuerpo en caída libre dentro de la atmósfera puede tener velocidad decreciente, dado que la atracción gravitacional produce un movimiento uniformemente acelerado solamente en el vacío. Si un cuerpo comienza a caer atravesando la atmósfera, se va acelerando hasta que su peso es igual a la fuerza de fricción que se produce por el desplazamiento dentro del aire. En ese momento deja de acelerar, y su velocidad comienza a decrecer a medida que la atmósfera aumenta su densidad, provocando una fuerza de fricción mayor. Puede desacelerar la velocidad de caída no sólo por la densidad de la atmósfera sino también por la variación del área de sección atravesada, lo que aumenta la fricción. Los acróbatas aéreos de caída libre pueden variar su velocidad de caída acelerando o desacelerando: si se desplazan de cabeza aceleran hasta equilibrar su peso, y si abren brazos y piernas desaceleran. La presión disminuye rápidamente con la altura (ver Tabla 2-1), pero además hay diferencias de presión entre unas zonas de la troposfera y otras que tienen gran interés desde el punto de vista climatológico. Son las denominadas zonas de altas presiones, cuando la presión reducida al nivel del mar y a 0ºC, es mayor de 1.013 milibares o zonas de bajas presiones si el valor es menor que ese número. En meteorología se trabaja con presiones reducidas al nivel del mar y a 0ºC para igualar datos que se toman a diferentes alturas y con diferentes temperaturas y poder hacer así comparaciones. El aire se desplaza de las áreas de más presión a las de menos formándose de esta forma los vientos. Se llaman isobaras a las líneas que unen puntos de igual presión. Los mapas de isobaras son usados por los meteorólogos para las predicciones del tiempo.



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4.1.5 Agua en la atmósfera La atmósfera contiene agua en forma de: Vapor que se comporta como un gas Pequeñas gotitas líquidas (nubes) Cristalitos de hielo (nubes) Agua contenida en la atmósfera Contiene unos 12 000 km3 de agua Entre 0 y 1 800 m está la mitad del agua Se evaporan (y licúan) unos 500 000 km3/año Evaporación potencial en l/m2/año: En océanos: 940 mm/año En continentes: 200-6000 mm/año

Humedad

Una masa de aire no puede contener una cantidad ilimitada de vapor de agua. Hay un límite a partir del cual el exceso de vapor se licúa en gotitas. Este límite depende de la temperatura ya que el aire caliente es capaz de contener mayor cantidad de vapor de agua que el aire frío. Así, por ejemplo, 1 m3 de aire a 0ºC puede llegar a contener como máximo 4,85 gramos de vapor de agua, mientras que 1 m3 de aire a 25ºC puede contener 23,05 gramos de vapor de agua. Si en 1 m3 de aire a 0ºC intentamos introducir más de 4,85 gramos de vapor de agua, por ejemplo 5 gramos, sólo 4,85 permanecerán como vapor y los 0,15 gramos restantes se convertirán en agua. Con estas ideas se pueden entender los siguientes conceptos muy usados en las ciencias atmosféricas:



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Humedad de saturación.- Es la cantidad máxima de vapor de agua que puede contener un metro cúbico de aire en unas condiciones determinadas de presión y temperatura.

Humedad de saturación del vapor de agua en el aire

Temperatura ºC Saturación g · m-3

- 20 0.89

-10 2.16

0 4.85

10 9.40

20 17.30

30 30.37

40 51.17

Humedad absoluta.- Es la cantidad de vapor de agua por metro cúbico que contiene el aire que estemos analizando.

Humedad relativa.- Es la relación entre la cantidad de vapor de agua contenido realmente en el aire estudiado (humedad absoluta) y el que podría llegar a contener si estuviera saturado (humedad de saturación). Se expresa en un porcentaje. Así, por ejemplo, una humedad relativa normal junto al mar puede ser del 90% lo que significa que el aire contiene el 90% del vapor de agua que puede admitir, mientras un valor normal en una zona seca puede ser de 30%.

El vapor que se encuentra en la atmósfera procede de la evaporación del agua de los océanos, de los ríos y lagos y de los suelos húmedos. Que se evapore más o menos depende de la temperatura y del nivel de saturación del aire, pues un aire cuya humedad relativa es baja puede admitir mucho vapor de agua procedente de la evaporación, mientras que un aire próximo a la saturación ya no admitirá vapor de agua por muy elevada que sea la temperatura. El concepto de evapotranspiración es especialmente interesante en ecología pues se refiere al conjunto del vapor de agua enviado a la atmósfera en una superficie, y es la suma del que se evapora directamente desde el suelo y el que las plantas y otros seres vivos emiten a la atmósfera en su transpiración.



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Cuadro 4.2. Características de la atmósfera en distintas alturas. Promedios válidos para las latitudes templadas

Altura

(m)

Presión

(milibares)

Densidad

(g · dm-3)

Temperatura

(ºC)

0 1013 1,226 15

1000 898,6 1,112 8,5

2000 794,8 1,007 2

3000 700,9 0,910 -4,5

4000 616,2 0,820 -11

5000 540 0,736 -17,5

10000 264,1 0,413 -50

15000 120,3 0,194 -56,5

La atmósfera se divide en cinco capas. La atmósfera de la Tierra es más densa cerca de la superficie y su densidad disminuye con la altura, hasta que eventualmente se difumina en el espacio. 1) La tropósfera es la primera capa sobre la superficie, y contiene la mitad de la atmósfera de la Tierra.los estados del tiempo se suceden en esta capa. 2) Muchos aviones de propulsión vuelan por la estratósfera porque es muy estable. La capa de ozono también está allí, absorbiendo rayos solares malignos. 3) Los meteoritos o fragmentos de roca se queman en la mesósfera. 4) La termósfera es la capa con las auroras. Las naves espaciales también orbitan allí. 5) La atmósfera se mezcla con el espacio en la extremadamente poco densa exósfera. Este es el límite superior de nuestra atmósfera. 4.2 LA FUNCIÓN QUÍMICA DEL AIRE EN LA COMBUSTIÓN Los combustibles son almacenes de energía química formados por la naturaleza durante millones de años, que se transforma en energía térmica, al reaccionar sus componentes básicos, Hidrógeno y Carbono, con el oxígeno.



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La fuente de oxígeno para la combustión más abundante, barata y fácil de manejar es, indudablemente, el aire. Esta condición de fuente inagotable de oxígeno y la permanente disponibilidad del aire en cualquier condición de tiempo y espacio, conduce con frecuencia al error de minimizar su importancia en el proceso de combustión.

4.2.1 CARACTERIZACIÓN DEL AIRE COMO COMBURENTE En forma similar a la que debe permitir el perfecto conocimiento del combustible empleado, el aire de combustión también debe ser caracterizado, tanto en los aspectos que definen su empleo como comburente, como para asegurar que sea aportado al quemador en las condiciones previstas en su diseño. Se llama comburente al aire o al oxígeno que participa en la oxidación de la materia combustible liberando luz y calor en el proceso llamado combustión. Debe asegurarse de que tanto el combustible empleado como el aire de combustión sean aportados al quemador en las condiciones previstas en su diseño. Para efectos prácticos resultará suficientemente correcto considerar la siguiente composición, a nivel del mar, en condiciones normales de presión (760 mm de Hg) y temperatura (0ºC):

Nitrógeno : 79% en volumen (77% en peso) Oxígeno : 21% en volumen (23% en peso) En la mayor parte de los casos para las determinaciones técnicas de tipo teórico (volumen de los gases de combustión, temperatura máxima, temperatura de rocío, calor sensible de los humos), se comete poco error considerando aire seco en donde la proporción entre el nitrógeno y el oxígeno es de 79 a 21% en volumen, asimilando por tanto el Argón a Nitrógeno y estableciendo el aire como la mezcla molecular siguiente:

Equivalente a



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y más habitualmente para

Esta aproximación da algún error de cierta importancia cuando se pretende tener en cuenta muy estrictamente el contenido de nitrógeno de la materia mineral. Finalmente, para conseguir la combustión completa más próxima a la teórica y según el estado físico del combustible (granos, polvo, líquidos, gases y dispersiones) es preciso emplear una proporción de oxígeno superior a la teórica por razones físicas de contacto que después detallaremos. De aquí el llamado ―exceso de aire sobre el teórico necesario‖. Este exceso de aire conlleva especialmente dos efectos importantes en cuanto al propósito de la combustión:

1º Disminución de la temperatura máxima posible, al aumentar la cantidad de gases en la combustión.

2º Variación sensible en cuanto a la concentración de los óxidos formados, en el

nitrógeno del aire empleado.

4.2.2 VARIACIÓN DE LA CALIDAD DEL AIRE CON LA ALTURA Como ya se ha mencionado, el desarrollo de la tecnología de la combustión se ha preocupado más del combustible caro que del aire gratis, ignorando la importancia del aire como flujo termodinámico, aportante de oxígeno y energía cinética, pero además suponiendo que sus características resultan invaruables. Siendo una mezcla de gases, el aire estará sometido a las leyes de la física como flujo termodinámico, quedando definido en cuanto a sus características por la Presión (P), Volumen (V) y Temperatura (T) como sistema en equilibrio, y ocasionalmente por la Energía Interna, Entalpía y Entropía. Para fines prácticos el aire puede considerarse como un gas ideal, facilitando los cálculos des estados de equilibrio mediante la Ecuación de Estado. Se denomina ecuación de estado a la relación que existe entre las variables p, V, y T. La ecuación de estado más sencilla es la de un gas ideal pV=nRT, donde



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n representa el número de moles, y R la constante de los gases R=0.082 atm·l/(K mol)=8.3143 J/(K mol). A diferentes alturas respecto al nivel del mar, resultará necesario considerar las variaciones de presión y temperatura que experimenta y su influencia sobre sus características como comburente. Tomando en cuenta la definición de presión de los gases, que se explica por el mayor o menor número de impactos moleculares sobre el recipiente que los contiene, podemos utilizar este concepto de actividad molecular para justificar el mayor volumen que ocupa la misma masa de aire a mayores niveles de altura, al liberarse parcialmente de la presión que soporta de la masa atmosférica. Siendo la masa de oxígeno la que participa directamente en las reacciones de combustión, al disminuir la presión del aire con la altura, se puede decir que disminuye proporcionalmente su calidad como comburente. En la Figura 4.3 se muestra la curva de variación de presión atmosférica con la altura.

Figura 4.3 Variación de la presión atmosférica con la altura



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Un metro cúbico de aire normal (1 atm y 0°C) aporta como comburente 297 gramos de oxígeno; a la misma temperatura , en la medida que se incrermente la altura, y consecuentemente la presión, disminuirán sus contenidos de masa de oxígeno en la siguiente forma: En la Figura 4.4 se muestra la corrección del volumen del aire con la altura a diferentes temperaturas.

Figura 4.4 Corrección del volumen del aire con la altura

A 0 A 0 msnmmsnm : 1m: 1m3 3 ------>297 >297 grgr de 0de 022

A 1000 A 1000 msnmmsnm : 1m: 1m3 3 ------>241 >241 grgr de Ode O22







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Para establecer una comparación, analicemos el efecto de la temperatura sobre la calidad del sire como comburente, apreciando como varía el contenido de masa de oxígeno con el calentamiento:

4.2.3 PODER CALORÍFICO DEL AIRE Aunque este concepto resulte algo extraño, precisamente por el tradicional desconocimiento de la importancia del aire en la combustión, resulta totalmente justificado y particularmente útil para evaluar y compensar su calidad como comburente. En la misma forma y con el mismo derecho que los combustibles, en los cuales se calcula el poder calorífico en función de su contenido de Carbono e Hidrógeno, suponiendo que dispondrán del oxígeno necesario para completar su combustión, en el caso del aire hemos adoptado arbitrariamente el concepto de suponer que todo el oxígeno disponible en el aire dispondrá de suficiente carbono para conseguir una combustión completa. En esta forma, podemos obtener el poder calorífico del aire en Kcal/Kg . A nivel del mar, el poder calorífico del aire siempre será de 890 Kcal/m3N; al realizarse la combustión a más altura, este valor disminuirá progresivamente, por disminuir gradualmente el contenido de oxígeno por metro cúbico, lo que puede apreciarse en la Figura 4.5.

A 0 A 0 ººCC : 1m: 1m3 3 ------>297 >297 grgr de 0de 022

A 100 A 100 ººCC : 1m: 1m3 3 ------>216 >216 grgr de Ode O22




A 1000 A 1000 ººCC : 1m: 1m3 3 ------> 67 > 67 grgr de Ode O22



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Figura 4.5 Variación del poder calorífico del aire

En la misma forma, al incrementarse la temperatura del aire disminuirá su calidad como comburente, pero se incrementará su entalpía. La comparación entre la variación de ambos parámetros la efectuaremos al analizar la función termodinámica del aire en la combustión. 4.3 LA FUNCIÓN MECÁNICA DEL AIRE EN LA COMBUSTIÓN Al analizar la combustión como proceso fisicoquímico se estableció que los 3 principales factores que determinan la calidad de la combustión son la cinética química de la reacción, la mecánica de fluidos que determina las condiciones de mezcla y turbulencia, y la termodinámica que establece las condiciones de transferencia de calor a la operación o proceso para el cual se efectúa la combustión y liberación de calor. El aire resulta protagonista en los 3 casos, pero probablemente la función más importante que cumple en la combustión sea el aporte del impulso que proporciona la energía cinética requerida para establecer las condiciones de mezcla y turbulencia que permitan asegurar combustión completa y la formación de llama que convenga a cada reactor y proceso.



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Para cumplir este propósito, el aire debe recibir el impulso que asegure las condiciones de suministro previstas en el diseño del quemador, pudiendo requerir para ello de un ventilador, soplador o compresor, según sea el caso y lel trabajo que deba realizar. Las principales funciones mecánicas que realiza el aire en los sistemas, circuitos y procesos de combustión, son los siguientes :

4.3.1 Aire primario Aporta la energía cinética requerida para formación de llama, es decir, determinar la forma en que se desarrolla la combustión, para lo cual puede requerir una gran potencia, cuando se utiliza combustibles muy difíciles de quemar, o relativamente poca, cuando se utiliza gas natural o GLP, que quemándose con mucha facilidad, a veces requieren demorar la mezcla para tratar de alargar el tiempo de reacción y mejorar la emisividad de llama. Para definir con claridad y sencillez el trabajo del aire primario, hemos determinado la conveniencia de utilizar 2 parámetros que pueden ser aplicados en el diseño de quemadores o para la evaluación de quemadores que se encuentren instalados y operando, para evaluar y optimizar su funcionamiento: Potencia específica, expresada con Newton/ Gcal, y Swirl (fuerza rotacional), que representa el % del impulso total que tiene efecto rotacional. La validez y utilidad de estos parámetros la hemos podido comprobar en cientos de proyectos de optimización de la combustión en plantas industriales.

Cálculo de la Potencia Específica : N/Gcal Los Newtons se calculan multiplicando el flujo másico (kg/seg) por la velocidad en la boquilla del quemador (m/seg). El resultado es el Impulso Total en Kg-m/seg2 (Newtons).

Las Gcal representan el cálculo del poder calorífico del combustible quemado en 1 hora. La relación entre ambos nos dará la Potencia Específica en N/Gcal.



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La potencia específica para cada quemador dependerá del tipo de quemador, el combustible utilizado, el porcentaje del aire primario total, etc. En los casos que el aire también tiene que proporcionar el aire forzado para empujar los gases de combustión, la potencia será mayor. La experiencia nos ha enseñado que cada quemador individual debe ser caracterizado y definido en cuanto a la potencia más conveniente.

Cálculo del Swirl Para el cálculo del swir se aplica la siguiente fórmula:

Swirl : Ir . Tg R . (d e – d i) / It . D

Donde: It : Implso total Ir : Impulso rotacional Tg : Tangente de la roseta D: : Diámetro externo total di y de : diámetros interior y exterior de la roseta de giro.

Los valores de Swirl para quemadores normales varían entre 10 y 40%, pudiendo utilizarse valores mayores para conseguir llamas muy cortas, no necesariamente más anchas, si se dispone del diseño que permita formar llamas cónicas huecas.

4.3.2 Aire de atomización En algunos quemadores de combustibles líquidos se utiliza el aire como fluido pulverizador para atomización del combustible, presentándose en la práctica dos tipos de diseños que utilizan el aire para atomizar:

Quemadores de atomización con fluido auxiliar, que puede ser aire comprimido o vapor, para el caso de calderos. La presión normal del aire de atomización es de 4-6 bares.

Quemadores de atomización por aire a baja presión, en el cual todo el aire lo

proporciona un ventilador que impulsa el aire total de combustión, que a su vez atomiza el combustible que sale en forma lateral o radial de la boquilla. El quemador Hauck es el caso típico y tuvo buenos resultados para combustibles sucios y trabajos muy estacionarios del quemador. (Figura 4.6)



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Figura 4.6: Quemador Hauck

4.3.3 Tiro forzado En la mayoría de Calderos Pirotubulares y algunos tipo de hornos pequeños,el ventilador del quemador debe proporcionar, además del aire de combustión y la energía para formación de llama, el impulso necesario para empujar los gases circulantes hasta la base de la chimenea, a partir de la cual se combina este impulso con el tiro natural creado por la chimenea. En este tpo de sistemas, la capacidad de los calderos u hornos queda totalmente definido por la capacidad del ventilador para proporcionar el caudal y a presión estática en la descarga que proporcione el impulso (potencia) necesarios.

4.3.4 Aire de transporte y control El transporte neumático resulta una importante posibilidad para un inmenso espectro de operaciones que se efectúan en sistemas de combustión, principalmente de sólidos. En instalaciones de carbón pulverizado con sistemas de combustión directo o indirecto, se debe transportar el carbón del molino o silo al quemador. Para ello se utiliza un sistema de transporte por aire soplado que mantiene las partículas de carbón en suspensión, debiendo mantener velocidades suficientes para evitar depósitos de carbón pero las mínimas necesarias para evitar la abrasión en las tuberías ( 20 - 30 m/seg) También para eliminación de cenizas el transporte neumático representa una solución práctica y ecológica. Aunque la instrumentación neumática ya se utiliza poco, en algún momento representó la mejor opción, el empleo de aire soplado y comprimido para cualquier tipo de accionamiento de control operativo o seguridad siempre representa una posibilidad.



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4.3.5 Ventiladores, Sopladores y Compresores

Todo en el universo es materia y energía. Vivimos inmersos en una gran masa de aire, a nuestra disposición para aprovecharla en 3 funciones específicas: Químicas, aprovechando su contenido de oxígeno, que representa el 21 % de su volumen (23% en masa) como comburente; mecánicas, utilizándolo como flujo dominante en la gasodinámica de la combustión; termodinámicas, como medio para transferencia de calor. Para cualquiera de estas funciones se tiene que captar un determinado flujo de aire de la atmósfera y proporcionarle la forma y cantidad de energía que resulte adecuado para transportarse, ser introducido en un sistema establecido y efectuar un trabajo determinado. Los equipos que se utilizan para esta tarea son ventiladores, sopladores y/o compesores Estos equipos utilizan un motor, para convertir la energía eléctrica en la energía mecánica de giro del rotor, que se transmite al eje donde se encuentra conectada una turbina con álabes que impactan y desplazan el aire contenido en el interior de la carcasa, provocando una corriente de succión en la admisión y convirtiendo la energía mecánica en energía cinética que se manifiesta en el impulso del flujo en la descarga. La presión estática en la descarga define la nominación del equipo utilizado:

Un ventilador generalmente se utiliza para mayores caudales y menores presiones (hasta 120 mBar)

Entre 120 y 200 mBar se encuentran los llamados turbo ventiladores que constituyen una interfase entre ventiladores y sopladores, muy convenientes para sistemas de combustión más exigentes.

A partir de 200 mBar y hasta 1 Bar, se denominan sopladores, siendo equipos con mayores presiones y menores caudales.

Equipos con más de 1 Bar en la descarga ya puede ser considerado un compresor y requiere criterios distintos de diseño.

Figura 4.7 Ventiladores, sopladores y compresores



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Existen 2 tipos de ventiladores utilizados en la industria: centrífugos y axiales, siendo los primeros los más utilizados en sistemas de combustión y los axiales en sistemas de ventilación. En cuanto a los diseños de la forma de los álabes, lo cual determina las formas de las curvas de operación de los ventiladores, pueden ser rectos, curvados hacia adelante o atrás. En sistemas de combustión generalmente se utilizan los de álabes rectos por ofrecer flujos más estables, prefiriéndose los de aletas curvadas cuando se maneja flujos sucios, o se requiere condiciones especiales de presión. La capacidad de un ventilador queda determinada por el caudal de aire que desplaza, la presión que le imprime al flujo y la potencia que absorbe el motor para efectuar este trabajo. Estas características quedan perfectamente definidas en la curva de diseño del ventilador o soplador (Figura 4.8). En términos generales, para seleccionar un ventilador se debe establecer el caudal requerido y calcular la presión mínima necesaria en la descarga para asumir las pérdidas en el circuito de descarga y ejecutar el trabajo que debe realizar en un sistema determinado. Conociendo estos parámetros, se deberá elegir el modelo adecuado en el catálogo del fabricante o proveedor, en el cual ya está definido la potencia de motor requerida. En sistemas de combustión resulta una buena práctica definir las características del suministro de aire requeridas en cuanto a impulso y caudal, así como el margen de regulación de ambos, establecer las pérdidas de presión en el circuito de transporte al quemador y el sistema de regulación de flujo en la succión, mediante una persiana y/o la descarga, generalmente utilizando un dámper.



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Figura 4.8 Curvas típicas de diseño de ventiladores Normalmente, la presión requerida en el quemador representa 2/3 de la presión total, correspondiendo 1/6 a la válvula de regulación y 1/6 al circuito de transporte.. Las leyes de los ventiladores permiten asumir el comportamiento del sistema cuando se modifican los parámetros de diseño y características del fluido. Siendo: N = Velocidad Q= Caudal D= Diámetro d= Densidad del fluido H= Presión estática P= Potencia del motor

La Ley 1-2-3 Para el mismo ventilador, manipulando el mismo gas (D y d constantes) , N variables: Q es proporcional a la velocidad, N1 H es proporcional a la velocidad al cuadrado, H2

P es proporcional a la Potencia al cubo, P3

La Ley de Densidad Para el mismo ventilador, operando a la misma velocidad, manipulando gases diferentes (D y N constantes, d variable): Q es el mismo H ) (en unidades de presión) es proporcional a la densidad H/d (carga en pies de fluido) es la misma P es proporcional a la Densidad

La Ley de Similaridad Ventiladores similares operando a la misma velocidad, manipulando el mismo gas ( d y DN son constantes): Q s proporcional a D2 H ( en unidades de presión) es la misma



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P es proporcional a D2 Como un ejemplo de la aplicación de estas leyes, podemos comprobar que no resulta conveniente aplicar convertidores de frecuencia para operar ventiladores en sistemas de combustión, porque el caudal varía proporcionalmente con las RPM, pero la presión estática varía al cuadrado. Al disminuir la velocidad para regular el caudal de aire en llama baja, el impulso disminuirá al cuadrado, con lo cual la llama se desarma, aunque permita ahorrar energía, al disminuir la potencia absorbida por el motor al cubo. 4.4 FUNCIÓN TERMODINÁMICA DEL AIRE EN LA COMBUSTIÓN La disponibilidad libre y permanente del aire atmosférico, generalmente limpio y estable, lo convierte en el fluido termodinámico favorito para sistemas de intercambio térmico en general. En sistemas de combustión, las funciones termodinámicas del aire se extienden desde la precombustión hasta la salida de gases quemados al ambiente.

4.4.1 Conceptos Termodinámicos

Qué es el calor?

Durante muchos años se creyó que el calor era un componente que impregnaba la materia y que los cuerpo absorbían o desprendían según los casos. Lo que ves a la derecha es una manifestación del calor, es una llama, pero no es el calor. El calor es un concepto y por lo tanto no se ve. Si puedes percibir los efectos del calor.

Rumford, taladrando tubos de metal para construir cañones, se dio cuenta de que cuanto más roma estaba la broca más calor se desprendía. Si el calor estuviera retenido en el cuerpo impregnándolo saldría más cuanto más se desmenuzara la materia en virutas...pero no era así, era justamente al revés (Benjamín Thomson – Conde Rumford)



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¡El calor se generaba al rozar la broca con el metal! ¡La energía cinética de la broca se transformaba en calor! El calor es por lo tanto una forma de energía. Es la "energía calorífica". Un inglés llamado J.P. Joule halló su equivalencia con las unidades del trabajo. El Universo está hecho de materia y energía. La materia está compuesta de átomos y moléculas (que son grupos de átomos) y la energía hace que los átomos y las moléculas estén en constante movimiento: rotando alrededor de si mismas, vibrando o chocando unas con otras. Cuando la materia desaparece (a veces esto ocurre espontáneamente en las sustancias radiactivas) se transforma en energía (E=mc2) El movimiento de los átomos y moléculas está relacionado con el calor o energía térmica. Al calentar una sustancia aumenta la velocidad de las partículas que la forman. La cantidad total y absoluta de energía que tiene un cuerpo, que es la que podría teóricamente ceder, es muy difícil de precisar. Nos referimos al calor como a esa energía que intercambian los cuerpos (energía de tránsito) y que podemos medir fácilmente. El calor es una energía que fluye de los cuerpos que se encuentran a mayor temperatura a los de menor temperatura. Para que fluya se requiere una diferencia de temperatura. El cuerpo que recibe calor aumenta su temperatura, el que cede calor disminuye su temperatura. Resulta evidente que los dos conceptos, calor y temperatura, están relacionados. Los cuerpos radian unos hacia otros pero el balance total del intercambio es favorable a uno y desfavorable al otro hasta que se alcanza el equilibrio térmico. El calor es una energía de tránsito, sólo tiene sentido hablar de variación de calor mientras la energía fluye de un cuerpo a otro. Es una energía degradada ya que es imposible recuperar toda la energía mecánica que se invirtió en producirlo. Se recupera energía mecánica haciéndolo fluir en las máquinas térmicas del foco caliente al frío y retirando parte de esa energía en forma de energía mecánica (movimiento) pero una parte importante del calor debemos arrojarla al entorno en el foco frío.



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Los rendimientos de la máquinas se calculan por la relación de temperaturas entre las que funcionan y es imposible un rendimiento del 100% R=(T1-T2)/ T1 ¿Cómo se genera el calor? La energía puede presentarse de muy diferentes formas y puede cambiar de una forma a otra. Ya vimos la experiencia de Rumford en la que por rozamiento la broca transformaba energía cinética en energía calorífica. Pero existen otras transformaciones de energía. La energía electromagnética (luz del Sol) calienta la Tierra. Esta es la primera fuente de toda la energía que llega a la Tierra y que luego se transforma en otros tipos de energía. Los cuerpos emiten energía calorífica en forma de radiación en el infrarrojo. Las reacciones química de combustión desprenden calor (exotérmicas), otras lo absorben (endotérmicas). La electricidad circulando por una resistencia la calienta. Un balón al chocar contra el suelo transforma su energía mecánica en calor al deformarse. Nuestros cuerpos transforman la energía química de los alimentos en calor: para vivir necesitamos unas 2.100.000 calorías al día. Las reacciones nucleares generan calor al desaparecer la masa. Al producir un sonido hacemos vibrar las partículas de un cuerpo y esta energía se transmite a través de las moléculas del aire: las ondas transportan energía. ¿Cómo se mide el calor? El agua es importantísima en nuestra vida. Se ha utilizado para establecer la escala de Celsius de temperaturas y tiene una excepcional cualidad que hizo que se eligiera para definir el patrón de la energía calorífica: el agua es una de las sustancias que, aunque reciba mucha energía calorífica, incrementa muy poco su temperatura.



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Esta cualidad del agua es la responsable del clima benigno (poco oscilante entre el día y la noche) en las proximidades del mar para una misma latitud terrestre. La capacidad del agua de "encajar" los impactos de calor "sin casi inmutarse" incrementando poco su temperatura se representa mediante una magnitud llamada "calor específico" (Ce) : calor que necesita 1 g de sustancia para aumentar 1 grado su temperatura. En consecuencia, el calor específico del agua es 1 cal /g. grado. Caloría Se llama caloría " la cantidad de calor necesaria para que 1g de agua aumente 1º su temperatura" ( más exactamente para pasar de 14,5 º a 15,5º) Una vez demostrado que el calor es una forma de energía se halló su equivalencia con otras unidades que surgieron del estudio de la energía mecánica. Hoy se utiliza siempre el S.I. y usamos como unidad de trabajo y de energía el Julio (1 caloría=4,18 Julios ). En el S.I. el Ce (agua) = 4180 J/kg ºK. Cada sustancia tiene un calor específico característico, casi siempre mucho menor que el del agua. Capacidad calorífica La cantidad de calor que puede acumular o perder una masa de agua depende, además de su calor específico, de la masa de la sustancia. El producto de la masa por el calor específico se llama "capacidad calorífica". Cuanta más capacidad calorífica tenga un cuerpo menos incremente su temperatura para un mismo aporte de calor. Es como la capacidad que tiene la sustancia para "encajar" el calor. El calor necesario para un mismo incremento de temperatura de una cierta sustancia depende de su masa: cuanta más masa, más calor se requiere. Uniendo todos los factores anteriores obtenemos la fórmula que nos da el calor cedido o absorbido por un cuerpo cuando varía su temperatura: Q=m cuerpo· Ce (cuerpo) .( TF- TI)



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Para medirlo necesitamos conocer el comportamiento de la sustancia frente al calor, es decir su Ce, su masa y el indicativo de su nivel térmico (su temperatura) antes y después de recibir o perder calor. A veces la sustancia recibe energía (calor) y no incrementa su temperatura. Es lo que ocurre en los cambios de estado Un caso concreto lo tenemos en la fusión del hielo. Si suministramos calor a una mezcla formada por hielo fundido y hielo sin fundir el calor se emplea en fundir más hielo y la temperatura del agua no se incrementa. La fórmula para hallar la cantidad de hielo que se funde con una determinada cantidad de calor es: Q = m· L fusión Donde L fusión es el calor latente de fusión expresado en J/kg , una cantidad característica de cada sustancia. Indica la energía que debemos aportar para separa la moléculas al pasar de sólido a líquido.

4.4.2 TRANSFERENCIA DE CALOR

1. Transferencia de calor por CONDUCCIÓN. En un sólido opaco y homogéneo, es la transferencia de calor de una parte a otra del sólido, causada por la existencia de una diferencia de temperatura, sin que se produzca desplazamiento de materia. La conducción implica la transferencia de energía cinética de una molécula a otra adyacente, siendo éste el único mecanismo del flujo calorífico en un sólido.Por ejemplo, la la transmisión de calor a través de los ladrillos de un horno o de la envolvente metálica de un caldero, se efectúa por conducción desde la parte interior hacia la exterior. En sólidos transparentes (ejemplo: el vidrio), parte de la energía se transfiere por radiación y parte por conducción. La transmisión de calor por conducción está regida por la Ley de Fourier, que en el caso de flujo unidireccional viene dada por la siguiente expresión :

Q = U . A. (T1 – T2) = A. (T1 – T2) = A. T1 — T2 (Kcal/h x m2) e/k R en donde:

Q = calor transmitido por conducción por m2 y hora (Kcal/h.m2) T1 = temperatura de la zona más caliente (0C) T2 = temperatura de la zona más fría (0C) k = conductividad térmica del material (función de la temperatura)

(Kcal/h x m2C)



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m e = espesor del sólido en la dirección de la transmisión (m) R = resistencia térmica del sólido (ºC x h x m2) Kcal La transferencia de calor por conducción:

aumenta cuando aumenta la conductividad térmica del material. aumenta cuando aumenta la temperatura de la zona más caliente. aumenta cuando disminuye la temperatura de la zona más fría. disminuye cuando aumenta el espesor.

Figura 4.9 Transferencia de calor por conducción en la superficie metálica, por convección en el fluido y por radiación del metal caliente y la llama al aire y lo que encuentre, por ejemplo, la mano cuando se aproxima.

2. Transferencia de calor por CONVECCIÓN La transmisión de calor por convección se refiere generalmente a a la transferencia de calor desde la superficie límite de un sólido a un fluido, debido a las diferencias de densidad entre las zonas calientes y frías del mismo (convección natural), pudiendo favorecerse este movimiento por medios mecánicos (convección forzada).

Para calcular el calor transmitido por convección se aplica la fórmula:



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Q = hm . (ts – tm) = ts - tm = ts - tm (Kcal/h x m2) 1 R hm

en donde:

Q = Calor transmitido al fluido desde la superficie de un sólido por m2 (Kcal/h . m2). H = Coeficiente de transmisión desde la superficie al fluido sin incluir la energía radiada (Kcal/h x m2 ºC) ts = Temperatura de la superficie del sólido (0C) tm = Temperatura media del fluido (0C)

R = resistencia térmica 0C . h . m2 Kcal La transferencia de calor por convección: - aumenta cuando aumenta ts - aumenta cuando disminuye tm - aumenta cuando aumenta el valor de hm


Varía con:

- Las propiedades físicas del fluido (conductividad térmica, densidad, calor especifico, viscosidad).

- Dimensiones del aparato - Velocidad del fluido - Existencia de cambio de fases - incremento de temperaturas

Figura 4.10

Transferencia de calor por Convección en el interior de los tubos y el tanque de agua



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3. Transferencia de calor por RADIACIÓN.

Es la transferencia de calor mediante energía radiante que parte de la superficie de la sustancia emisora en todas direcciones y que no necesita de un soporte material. Cuando esta energía alcanza otro cuerpo, parte de ella puede reflejarse, otra parte puede ser transmitida a través del cuerpo receptor, cuando es diatérmico y finalmente el resto es absorbida. La radiación térmica se asocia a una radiación electromagnética con un intervalo de longitudes de onda entre 0,01 y 100 micras.

Para calcular el calor transmitido por radiación se aplica la fórmula: Q = c. e. (T1

4 - T24) Kcal/hm2

en donde: Q : calor emitido por radiación por m2 y hora (Kcal/h.m2) Kcal C = constante de valor = 4,88 x 10-8 h.m2. 0K4 e = emisividad del material, que depende de la naturaleza del cuerpo radiante. T1 = Temperatura del cuerpo emisor 0K (0C + 273) T2 = Temperatura del cuerpo receptor °K (0C + 273)



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Figura 4.11 Variación de la emisividad con la Relación C/H

Figura 4.12 Transferencia de calor por Radiación en la zona crítica del horno

cementero

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

2 4 6 8 10 12 14 16

EM

ISIV

IDA

D

RELACION (C/H)

EMISIVIDAD DE LLAMA

GAS NATURAL

PETROLEOCARBON



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4.2.3 PÉRDIDAS DE CALOR AL AMBIENTE Vivimos inmersos en una gran masa de aire que nos rodea y envuelve, influenciando directamente todas las formas de vida y actividades sobre la tierra. Termodinámicamente, representa el medio que establece las condiciones de presión y temperatura hacia las cuales se orienta el equilibrio total. Desde el punto de vista de la combustión, se define como pérdidas termodinámicas de cualquier sistema, las que se producen por transferencia de calor por convección y radiación al medio ambiente. En la medida que se aísle un sistema del ambiente, disminuirá su influencia atmosférica sobre las condiciones termodinámicas internas:

Una combustión abierta, con llama expuesta, tendrá las máximas pérdidas de calor por convección y radiación.

En equipos térmicos con procesos de combustión como fuente de calor, las

pérdidas al ambiente dependerán del nivel de aislamiento de la llama y las superficies de intercambio térmico respecto al aire exterior.

Los niveles de exceso de aire en la combustión resultan determinantes en las

pérdidas de calor con los gases de combustión. En Calderos Pirotubulares bien aislados las pérdidas termodinámicas inevitables

representan alrededor del 12-14 %, estableciendo el nivel máximo de eficiencia asible del sistema.

En Calderos Acuotubulares que manejan niveles termodinámicos más altos,

tienen mayores superficies de intercambio y menores niveles de coeficientes de transferencia de calor por convexión interna, los niveles de pérdidas por radiación, convección y gases de chimenea puede llegar a 14-16%.

En Todo tipo de Hornos, las pérdidas de calor al ambiente estarán

determinadas por la intensidad térmica de los procesos, los niveles de aislamiento y la regulación operativa. Los niveles de pérdidas termodinámicas quedarán establecidos en el diseño del Horno. Como criterios prácticos de aplicación general, podemos a asumir los siguientes:

A) El aislamiento económico de un equipo y/o sistema de combustión puede comprobarse colocando la mano sobre las superficies exteriores. Si se puede mantener el contacto durante 5 segundos, el aislamiento resulta suficiente y



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adecuado, resultando el nivel de pérdidas al ambiente menos importante que el costo de un aislamiento mayor.

B) Para el cálculo del nivel de pérdidas por radiación, se puede considerar

suficientemente preciso para instalaciones industriales un coeficiente de pérdidas por radiación y convección de superficies metálicas expuestas al medio ambiente una pérdida de 0.5 Kcal/m2/°C, representando generalmente entre 2 y 3 % en calderas y 3’5 % en hornos.

4.4.4 REFRIGERACIÓN Y ENFRIAMIENTO POR AIRE La disponibilidad permanente y gratis del aire, además de sus bajos niveles de coeficiente térmico, lo convierten en el refrigerante y/o enfriador ideal para sistemas de combustión y procesos industriales en general. Analicemos algunas de sus aplicaciones más frecuentes:

En el diseño de quemadores que deben trabajar en el interior de hornos con procesos térmicos muy exigentes, tales como los cementeros, de vidrio, siderúrgicos, metalúrgicos, etc., el Flujo de aire primario y secundario a través del propio quemador permite proteger los materiales del cuerpo del quemador, manteniéndolos por debajo de sus puntos de fatiga térmica.

En el diseño de cámaras de combustión para generación de gases para secado

(muflas) se considera la concentración central de la llama y la introducción de parte del aire de dilución, necesario para bajar las temperaturas de llama (1200°C o más) a las requeridas para secadores (menos de 300°C), en un anillo exterior refrigerante que protege al refractario.

La refrigeración exterior de la chapa del horno mediante ventiladores para

alargar campañas de operación resulta un argumento extremo pero efectivo. En realidad lo que se hace es incrementar la velocidad del aire en la zona afectada, uno de los parámetros en la fórmula de Stefan Boltzmann para cálculo del calor trasferido por radiación y convección, acelerando el gradiente térmico.

Los materiales aislantes que permiten guardar el calor en el interior de los sistemas y equipos de combustión deben su capacidad aislante a la presencia de aire en los poros, lo que los hace materiales livianos, a diferencia de los materiales refractarios que soportan más el calor cuando son mas compactos y pesados. Sin embargo, la capacidad aislante del aire disminuye en la medida que se produce el movimiento que favorece la convexión. El enfriamiento de los productos de procesos industriales permite, además de proteger a los sistemas de transporte, recuperar calor y recircularlo al proceso como aire secundario.



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4.4.5 RECUPERACIÓN DE CALOR

El aprovechamiento del calor liberado en la combustión completa debe ser transferido y depende de la eficiencia de esta operación el nivel de eficiencia del sistema, existiendo siempre la posibilidad de recuperar el calor que se pierde al ambiente. La posibilidad técnicamente más razonable resulta aprovechar este calor para precalentar el aire requerido por la combustión, pero debe tomarse en cuenta que al calentar el aire disminuye su densidad, lo cual afecta las funciones que cumple el aire en la combustión. Aparentemente siempre resultará buen negocio recuperar calor que se pierde al ambiente y recircularlo a la misma fuente de calor, ahorrando combustible, pero debe tomarse en cuenta que al calentarse el aire disminuyen su calidad como comburente y el impulso del aire primario que aporta la energía cinética para la mezcla. Para mostrar con objetividad la conveniencia de recuperación de calor a través del aire de combustión efectuemos una evaluación comparativa de lo que representa el calor recuperado y cuanto se afecta la calidad del aire para la combustión, comparando tal efecto con el que se produce al disminuir la presión con la altura.

Al incrementar 10°C la temperatura del aire de combustión : 10 °C . 0.25 Kcal/Kg.°C . = 2.5 Kcal/Kg Analicemos algunos casos: Para un caldero de vapor pirotubular de 300 BHP que consume 84 Galones/hora (nominal) de Fuel Oil o Residual 6, equivalente a 300 kg/h de combustible con 20% de exceso de aire y un consumo de 3790 m3N de aire, equivalente a 4888 kg/h de aire: 2.5 Kcal/Kg. 4880 Kg = 12220 Kcal/h Ahorro: 1.25 Kg de R-6/h = 0.6 US$/ año. 5000 h/año = US$ 3.000/año Instalando un Intercambiador de calor que incremente 50°C la temperatura del aire se ahorrarían US$ 15.000/año. Al aumentar 50°C la temperatura del aire su densidad disminuirá proporcionalmente, requiriéndose 1.18 veces más de volumen de aire (14.9 m3/kg), debiendo tomarse las precauciones necesarias para compensar la caída de presión en el circuito, para asegurar la disposición de masa suficiente de



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oxígeno y el icremento de turbulencia necesario para asegurar com bastión completa. Comparativamente, al calentar 50°C la temperatura del agua, en el mismo caldero: 4700 kg/h . 1 Kcal/kg.°C . 50°C = 1437.000 Kcal/h Ahorro estimado: US$ 70.000/año . Esta comparación explica la ventaja de instalar economizadores y no recuperadores de calor en calderos. En el caso de hornos, la recuperación de calor debe ser considerada desde la concepción del proceso y las operaciones que comprende el sistema, tomando en cuenta que lo que trabaja siempre es la masa de aire, resultando el volumen que ocupa solamente una condición circunstancial. Una buena comparación para apreciar el verdadero efecto del calentamiento del aire sobre su calidad como comburente resulta de comparar en el Gráfico de la Figura 4.8 el efecto sobre el aire de la altura y la temperatura. 4.5 COMBUSTIÓN EN ALTURA El desarrollo de la tecnología de la combustión ha sido efectuado para condiciones normales, desconociendo la notable variación de características que reviste la combustión en altura. En realidad la modificación de condiciones operativas origina en la variación de las características del aire, porque el combustible sólido y líquido se afecta muy poco, y los gases se manejan a presiones ajenas a la atmósfera, por distribuirse y utilizarse en sistemas y circuitos aislados. El efecto de la altura sobre las características del aire ya se han establecido; en este punto analizaremos su efecto sobre las condiciones que se presentan en los sistemas de combustión interna y externa.

4.5.1Influencia de la altura sobre la Operación de Calderos Pirotubulares En un caldero pirotubular la capacidad de producción de calor depende fundamentalmente del suministro de masa de aire para la combustión y la capacidad para circular y extraer los gases de combustión. Generalmente el quemador aporta todo el aire de combustión y el tiro forzado suficiente para desplazar los gases hasta la base de la chimenea, donde se regula el tiro con el dámper y se elimina los gases con el tiro natural. Al operar un caldero normal en altura se afectan los siguientes factores:



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La capacidad del caldero quedará limitada por la disminución de masa de

oxígeno para la combustión, determinando una disminución de la capacidad real del caldero para generación de vapor. Por ejemplo: Un caldero de 300 HP tiene una capacidad nominal de generación de vapor de 5000 Kg/h; instalado a 3000 m.s.n.m de altura solamente podrá producir 3250 Kg/h, resultando equivalente a un caldero de 200 BHP, desde el punto de vista del defecto de aire como comnburente. La disminución del flujo másico de aire para proporcionar el impulso necesario para mezcla y desplazamiento de gases podría ser compensado parcialmente por la mayor velocidad de ingreso del aire, solamente si el ventilador tiene la capacidad (presión estática en la descarga), para compensar la caída de presión consecuente, de lo contrario, también podría limitar la producción de calor y vapor en un porcentaje adicional.

Para compensar el fenómeno de altura tendría que reemplazarse el ventilador por otro de mayor caudal y presión, probablemente un turbo soplador (120 – 200 mBar), pero no podría mantenerse las condiciones de eficiencia debido a la aceleración del paso de los gases a través de la zona convectiva.

La eficiencia del caldero podría afectarse en mayor proporción cuando se utilice

combustibles difíciles de quemar en los cuales resulte fundamental la calidad de mezcla. Cuando la forma de atomización depende del aire atmosférico la operación podría resultar imposible de optimizar por no poderse conseguir una atomización perfecta

4.5.2 Influencia de la altura sobre la Operación de Calderos Acuotubulares En Calderos Acuotubulares el problema químico sería similar, dependiendo la extracción de gases del sistema de circulación (forzado o inducido). En este caso también podría afectarse la transferencia de calor por radiación si disminuye la temperatura de llama, lo que podría suceder por falta de intensidad de mezcla. Respecto a la calidad de transferencia de calor también se vería afectada por el mayor volumen de gases inicial, resultando necesario incrementar la succión para compensar el aumento de presión en el hogar. Debe tomarse en cuenta que en un caldero pirotubular el 80-85% se transfiere por convección, mientras que en acuotubulares la proporción de calor transferido por radiación aumenta proporcionalmente con su capacidad hasta llegar a un 90 %. Un caldero acuotubular de 50 TM/hr transfiere 50/50 % de cada uno de los tipos de transferencia de calor. La compensación del aporte de mayor volumen de aire y/o incremento de presión podría aumentar la velocidad de circulación de gases, afectando la eficiencia del sistema y poniendo en riesgo los tubos del economizador en casos extremos.



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En calderos acuotubulares la complicación del trabajo del quemador y la formación de llama puede también complicarse, pudiendo afectar la integridad de los tub os en caso de ancharse o alargarse la llama, ocasionando el impacto de llama sobre tubos o estructuras metálicas y/o refractarias dentro del caldero.

4.5.3 Influencia de la altura sobre la Operación de Hornos de Proceso En el caso de hornos de procesos, la influencia de la altura dependerá del tipo de quemador empleado. La sustitución de un soplador por un ventilador puede compensar la deficiencia de masa, incrementando la presión de suministro, pudiendo modificarse el diseño del quemador que determina la forma de llama : Potencia Específica y Swirl. Cuando el quemador es del tipo de atomización por aire a baja presión, el problema resulta muy grave, porque la deficiencia de masa y consiguientemente de impulso resultará insuficiente para conseguir la atomización perfecta que resulta necesaria para conseguir atomización completa con combustibles líquidos. Un caso típico es el del quemador Hauck, que utiliza el aire del ventilador para atomizar combustibles líquidos (Figura 4.13). A la deficiencia de aire de atomización se le agrega la insuficiencia de masa de oxígeno para la combustión y falta de impulso para desplazamiento de los gases quemados y la operación del quemador Hauck en altura resulta muy deficiente.

Figura 4.13 Quemador Hauck dual Petróleo - Gas

Para compensar tales deficiencias resulta imprescindible sustituir el ventilador por un turbo ventilador que proporcione toda la masa de aire e impulso requeridos. Adicionalmente y en forma adecuada para cada proceso, se debe



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efectuar las modificaciones que resulten necesarias el el circuito de gases y transferencia de calor.

4.5.4 Influencia de la altura sobre la Operación de Motores Endotérmicos Los motores de combustión interna se afectan con la altura en la medida que disminuye la presión de admisión, pero compensando este factor mediante un sistema de turbo compresión, el desarrollo interno de la combustión resulta similar o mejor al que se consigue en condiciones atmosféricas normales. Los equipos de uso más generalizado de esta clase son los motores Diesel y las turbinas de gas.

En los motores Diesel la influencia de la altura se manifiesta por efecto de la disminución de la presión y la densidad del aire. Considerando que a los cilindros se alimenta solamente aire, la disminución de masa influirá directamente sobre la potencia y el rendimiento. Actualmente se compensan tales pérdidas totalmente instalando turbo compresores.

En las turbinas el aire ingresa a través de la combustión y en forma comprimida

por el mismo eje que produce la generación de energía eléctrica en el alternador, por lo cual debe compensarse menos; para hacerlo, en este caso podría significar utilizar un soplador en lugar del ventilador que resulta suficiente para condiciones normales de presión y temperatura.

4.5.5 Enriquecimiento del aire con oxígeno En las funciones del aire en altura y en procesos que requieren elevadas temperaturas de operación, se puede justificar el enriquecimiento de aire con oxígeno para normalizar su comportamiento o elevar la temperatura de llama para conseguir mayores velocidades de calentamiento y menores tiempos de fusión.El enriquecimiento del aire se puede efectuar mediante los siguientes procedimientos:

Enriquecimiento general del aire Consiste en inyectar oxígeno a la salida del ventilador, efectuando la dosificacion en forma másica. Tomando en cuenta que la combustión con oxígeno representa tener una temperatura de llama de 3200-3400 °C (adiabática), al disponer de la posibilidad de controlar la temperatura de llama que más convenga para cada caso, e incluso variar el flujo para cada fase del proceso, se puede instalar un sistema de regulación automático.



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Como un ejemplo, a 2350 metros de atura, el contenido másico del aire atmosférico será de 235 gr/m3, para disponer de un comburente normal, se tendría que adicionar la masa de oxígeno necesario para tener una mezcla con 23/% en masa.

Inyección directa de oxígeno en la llama En esta técnica se utiliza la inyección a alta velocidad de oxígeno en el cuerpo de la llama, con el propósito de pueden conseguir una elevación de temperatura de la misma, favoreciendo la transferencia de calor por radiación. En la práctica se confrontan dos grandes inconvenientes: Se quema el tubo de oxígeno, al ser expuesto a las temperaturas del hogar; se produce convección en la llama al producirse zonas calientes de llama en la zona de inyección, lo cual podría producir una desviación de llama, en algunos casos peligrosa.

Empleo de un quemador auxiliar oxi-fuel Los quemadores oxi-fuel inyectan una llama de alta temperatura en el cuerpo de la llama principal, confrontando los problemas de alta radiación a las zonas circundantes y la tendencia a la retrollama.

Figura 4.14 Quemador Oxi.Fuel



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El poder calorífico de los combustibles es energía química almacenada por la naturaleza y enriquecida a través de millones de años, que liberamos en los escasos milisegundos que demora la reacción de combustión. Al demostrar la Teoría Inorgánica de la Combustión que todos los combustibles son mezclas Carbono/Hidrógeno y que se queman siempre en la misma forma, nos permite considerar que todos los combustibles pueden quemarse en forma similar, efectuando las operaciones de pre-combustión adecuadas y convenientes.

5.1 CRITERIOS PRÁCTICOS PARA EVALUAR Y CLASIFICAR LOS COMBUSTIBLES INDUSTRIALES

La fuente energética universal es la energía solar. Al igual que la mayoría de las estrellas, el Sol se compone sobre todo de hidrógeno (71%); también contiene helio (27%) y otros elementos más pesados (2%). Cerca del centro del Sol, la temperatura es de casi 16.000.000° K y la densidad es 150 veces la del agua. Bajo estas condiciones, los núcleos de los átomos de hidrógeno individuales actúan entre sí, experimentando la fusión nuclear.



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En cada segundo de tiempo que transcurre, 657 millones de toneladas de Hidrógeno se convierten en 653 millones de toneladas de Helio, liberando la diferencia de masa en nucleones y generando toda la energía de nuestro sistema planetario.

Solamente la dos mil millonésima parte de esta energía producida por fusión nuclear en el sol y liberada al espacio la recibimos por radiación en forma de fotones en la tierra, constituyendo el origen y sustento de todas las formas de energía y vida en la tierra.

Las plantas almacenan la energía solar en la clorofila y la utilizan, en el maravilloso proceso de fotosíntesis, para romper la molécula del agua que absorben por las raíces y combinar el hidrógeno y oxígeno liberados, con el CO2 que absorben por las hojas, formando los carbohidratos que constituyen los alimentos que sustentan el ciclo vital de la vida al desarrollarse la reacción inversa y liberarse a través de la combustión orgánica e inorgánica, la energía invertida para su formación. Los fenómenos geológicos de formación de los continentes, a través de millones de años atraparon vegetales y animales, transformándolos en residuos fósiles que sometidos a la presión de la tierra acumulada sobre ellos, se han desgasificado y concentrado, constituyendo los depósitos de combustibles que abastecen la energía de la mayor parte de los requerimientos energéticos de la vida moderna.

Figura 5.1

Los depósitos subterráneos de carbón y petróleo son realmente energía heredada de otras edades.

En términos genéricos combustible es cualquier elemento, material o compuesto capaz de arder en contacto con un comburente, pero no todos los



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combustibles pueden utilizarse con fines industriales. Para constituir un combustible industrial debe encontrarse disponible a precios accesibles y poderse manipular en condiciones mínimas de seguridad; tales condiciones nos conducen casi exclusivamente a los combustibles fósiles y sus derivados. En realidad, basados en la teoría inorgánica de la combustión, podemos afirmar que todos los combustibles industriales son combinaciones de Carbono e Hidrógeno en una proporción variable; en relación directa con su relación C/H serán gases (metano : C/H=3), líquidos (combustóleo : C/H=8) o partículas de carbón mineral. El Azufre y otros componentes minoritarios pueden considerarse como impurezas. La clasificación de los combustibles industriales en función de su estado físico siempre resulta la más adecuada; sin embargo, considerando la similitud de origen y características químicas del gas y del petróleo, en la práctica se consideran el grupo de los hidrocarburos y el de los carbones. (Cuadro 5.1).

Cuadro 5.1



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Para el caso de los hidrocarburos la relación C/H nos indica la facilidad con la que se queman; así, el más fácil de quemar será el metano y el más difícil el asfalto. En la Figura 5.2 se presenta la relación entre poder calorífico y la relación C/H para el caso de los hidrocarburos.

Figura 5.2

En el caso de los carbones, resulta de fundamental importancia su contenido de volátiles, tanto para definición de sus características como su comportamiento como combustible. En la Figura 5.3 se presenta la variación del poder calorífico de los carbones minerales con su contenido de materia volátil.

9500

10000

10500

11000

11500

12000

12500

3 3.5 4 4.5 5 5.5 6 6.5 7 7.5 8

P.C

.I.

(kca

l/kg

)

RELACION (C/H)

PODER CALORIFICO INFERIOREN FUNCION DE SU RELACION (C/H)



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Figura 5.3

Aunque en diferente forma, todos los combustibles llegan a la partícula de carbón, antes de reaccionar con el oxígeno para convertirse en gases de combustión y liberar su poder calorífico, como se puede observar en la Figura 5.4.

El gas natural se inyecta directamente y al disociarse por efecto térmico (craqueo) forma partículas microscópicas de hollín (400-500 A°) que reaccionan con mucha facilidad y rapidez.

El combustóleo debe recepcionarse en tanques de almacenamiento, calentarse

para bombeo y atomización, llegando al reactor como gotas que deben evaporarse y disociarse. Si el craqueo se produce en fase líquida se formarán partículas de coque de 30-40 micras; si el craqueo se produce en fase gaseosa, se formará hollín similar al del gas natural.

El carbón debe recepcionarse, transportarse y molerse hasta el tamaño que

resulte adecuado para un eficiente manejo de la formación de llama, en función de su contenido de volátiles y su capacidad de coquificación.



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Figura 5.4 5.2 RESPECTO AL COMBURENTE El requerimiento de aire para combustión también resulta un factor diferencial importante entre los combustibles primarios. Para generar 1000 kcal utilizando carbón se producen 1.24 m3N, utilizando petróleo residual 1.31 m3N, y con gas natural, 1.47 m3N de gases de combustión. Habiendo quedado definido que todos los combustibles son prácticamente lo mismo y se queman en la misma forma, resultará fundamental para evaluar sus posibilidades de constituir la mejor alternativa de empleo industrial, el factor económico. Bajo las circunstancias actuales de precios de los combustibles industriales y las exigencias de carácter ecológico, tomando en cuenta que las características térmicas y químicas que se desarrollan en el horno cementero permiten utilizar cualquier material combustible, un adecuado análisis técnico debe permitir la

Molienda

de Carbón

Ventilador

Combustión

de VolátilesCoque

(30 - 40

AtomizaciónCoque


de Combustóleo

Bomba Calentador

Hollín

(<1

Disociación

del MetanoHollín

(<1Regulación de

Gas Natural



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utilización de los combustibles más convenientes desde el punto de vista técnico, económico y ecológico. 5.3 GAS NATURAL EN EL HORNO La disponibilidad de gas natural generalmente representa una gran ventaja para cualquier proceso industrial debido a su facilidad de manejo, limpieza y facilidad de combustión, pero esta última característica puede resultar contraproducente en procesos que prevalece la transferencia de calor por radiación.

Tomando en consideración que el mayor volumen de gases producidos por unidad energética al quemar gas natural respecto a combustibles sólidos y líquidos representa una menor temperatura adiabática de alrededor de 100°C y que las partículas de coque producto de la disociación del gas natural resultan 100 veces más pequeñas que las provenientes de petróleo y carbón, la transferencia de calor por radiación a partir de llamas de gas natural resulta considerablemente menos intensa que las excelentes condiciones que se logran con las llamas de petróleo y carbón, a las elevadas temperaturas que se manejan en el Horno Cementero.

En los Hornos Cementeros modernos, sin embargo, el 60% del calor total se aporta en las cámaras de precalcinación, para suministrar el mayor requerimiento de calor que representa la descarbonatación; la diferencia radical que existe entre el Horno y el Precalcinador como reactores de combustión, también exigen un tratamiento totalmente diferente cuando se trata de quemar gas natural.

5.3.1 Combustión de Gas Natural en el Horno

El Horno Cementero constituye un reactor ideal de combustión por varias razones:

La alta temperatura requerida para mantener las condiciones de fusión parcial del material en proceso ( >1350°C) exigen altas temperaturas de llama (1700-1800°C), todo lo que favorece la cinética química de la reacción de combustión.

La exigencia de protección de la chapa metálica obliga a mantener el forro refractario básico con formación de costra protectora del propio clínker sobre el mismo, con relativamente menor coeficiente de transferencia de calor (superficie porosa) y alto nivel de emisividad.



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Las reacciones de clinkerización que se desarrollan en la zona crítica son exotérmicas.

Figura 5.5

El Horno cementero . reactor ideal de combustión, pero pésimo intercambiador de calor.

En tales circunstancias puede quemarse cualquier combustible difícil de quemar, lo que convierte al horno cementero en el incinerador ecológico ideal, pero al confrontar la situación antagónica, quemar el combustible más fácil de quemar, la velocidad de reacción es tan rápida que la presencia de partículas de coque en estado incandescente resulta fugaz. Siendo estas partículas las que producen la imagen, coloración y emisividad que caracterizan las llamas que observamos cuando quemamos combustibles sólidos y líquidos, las condiciones que determinan la cantidad de calor transferido por radiación, temperatura y emisividad, resultarán menos favorecidas quemando gas natural.

En Calderos y otros tipos de hornos la temperatura de llama no marca una diferencia en este aspecto, porque generalmente se utiliza mayores niveles de exceso de aire para quemar carbón (30%) y petróleos residuales (20%) y se alcanzan similares temperaturas de llama al utilizar un 10% de exceso de aire con gas natural. En el Horno Cementero, reactor ideal de combustión, resulta posible conseguir combustión completa con cualquier combustible y bajos niveles de exceso de aire, por lo cual tal compensación desaparece.

Este constituye un factor clave para determinar que no se puedan mantener condiciones satisfactorias de producción y eficiencia en un horno cementero, quemando exclusivamente gas natural en el quemador principal; así lo hemos comprobado en numerosas experiencias en varios pases latinoamericanos.



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Una de estas experiencias nos permitió también comprobar que tal deficiencia del gas natural en las condiciones operativas del horno, representan una excelente oportunidad de combinar las características de combustión del gas natural y las de combustibles que en el otro extremo, resultan muy difíciles de quemar por no disponer de suficientes volátiles para acelerar su combustión, como en el caso de pet coke, carbones tipo Antracita, o petróleos residuales con altas composiciones de compuestos aromáticos y asfálticos, tales como Residual de Vacío o Asfalto.

La alternativa de utilizar el gas natural como flujo aportante de energía cinética, eliminando totalmente el aire primario frío, ahorrando la energía eléctrica del soplador o ventilador, y utilizando como aire de combustión el 100% de aire secundario a un promedio de 800 °C , tomando en cuenta hornos de vía seca y húmeda, representa una posibilidad extraordinaria de optimización de costos, disponiendo de un quemador con el diseño adecuado para combinar el gas natural con combustibles muy difíciles de quemar y consecuente bajo precio, con altos niveles de emisividad pero con bajo contenido de volátiles.

5.3.2 Combustión de Gas Natural en el Precalcinador

El Precalcinador podría caracterizarse como un reactor de descarbonatación, y al contrario del Horno, resulta un pésimo reactor de combustión por las siguientes razones:

En el Precalcinador se produce el 95% de la reacción de descarbonatación que resulta fuertemente endotérmica (650 Kcal/Kg), por lo cual constituye un reactor frío.

Los niveles de temperatura requeridos para la precalcinación son muy inferiores a los del Horno, resultando suficiente 1000°C para completar la descarbonatación, lo cual resulta cinéticamente muy lento para la combustión.

La condición de suspensión de las partículas de crudo en el interior de la llama determina condiciones de extrema dificultad para transferir calor y favorecer la cinética de la reacción de combustión, por lo cual resulta muy difícil completar la combustión con combustibles tradicionales.



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Para las exigencias que debe cumplirse en el precalcinador, el gas natural resulta el combustible ideal, permitiendo asegurar un control eficiente sobre la precalcinación, sin formación de fase líquida que produce pegaduras y riesgos de atoros en la parte final del precalentador.

Figura 5.6

Precalcinador, indispensable en los Hornos Cementeros modernos de cualquier capacidad.

Para Hornos antiguos sin precalcinador, el gas natural representa una posibilidad inmejorable para mejorar los niveles de producción y eficiencia, instalando quemadores en el precalentador o disminuyendo los niveles de inversión para incorporar una cámara de precalcinación en el sistema de producción de clínker.

La transformación a vía seca y modernización de hornos de vía húmeda resulta favorecida como proyecto de inversión, disponiendo de gas natural para cámaras de pre-secado y la instalación de modernos precalentadores con precalcinación.



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5.3 EL FUTURO DEL FUEL OIL EN EL HORNO CEMENTERO

La historia del petróleo en el horno cementero se inició después de la segunda guerra mundial, al imponerse sus facilidades de transporte, facilidades de empleo y bajos precios; sin embargo, al producirse la crisis energética de los 70 y elevarse los precios del petróleo hasta 40 US$/barril, se produce la reconversión de instalaciones al uso del carbón.

Bajo este precedente, en el presente siglo, con los precios del petróleo por encima de 120 US$/barril, la utilización del petróleo industrial, correspondiente al residuo que sale por el fondo de las columnas de destilación y que se denomina Fuel Oil, Combustóleo, Petróleo Residual, Crudo de Castilla, Bunker C, Petróleo Industrial, etc., normalmente denso y viscoso, con contenidos variables de azufre y otras impurezas, resulta un lujo muy difícil de sostener como alternativa de empleo en hornos cementeros, en el cual literalmente puede quemarse cualquier material combustible aprovechable con fines energéticos y/o motivaciones ecológicas.

Podríamos definir las actuales opciones de empleo de Fuel Oil en hornos cementeros en los siguientes términos:

Cuando constituye la única disponibilidad de combustible primario utilizable.

Complemento de combustibles sólidos requerido para encendido de los hornos y aplicaciones de emergencia.

Soporte y complemento de la utilización de residuos combustibles líquidos, tales como aceites lubricantes usados, residuos químicos industriales, bitúmenes emulsificacables, etc.

Resultando fundamental el factor económico, resultará improbable que pueda utilizarse combustibles destilados en un horno cementero, debiendo proyectarnos en este campo a aquellos combustibles líquidos o semisólidos que puedan actuar como fluidos por calentamiento, tales como los bitúmenes preparados en forma de emulsiones, asfalto, residuales de vacío, residuos químicos industriales, aceites usados como lubricantes, etc.



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5.3.1 La importancia de la atomización de combustibles líquidos Aunque las operaciones de precombustión de Fuel Oil y combustibles líquidos puede resultar bastante compleja y requerir de instalaciones, procedimientos y controles operativos relativamente complicados, finalmente todo se resume en el objetivo de atomizar correctamente el combustible (Figura 5.7).

Figura 5.7 Atomización perfecta : Indispensable para combustión completa

La atomización se define como la división de un fluido en finísimas gotas por efecto de la aplicación de una forma de energía para efectuar este trabajo. La Ley de Stockes nos permite establecer que existirá un tamaño mínimo de gota que se puede alcanzar, lo que nos permite homogenizar el resultado final para cualquier combustible líquido y definir la atomización como la fragmentación de cada cm3 en alrededor de 7 millones de gotitas microscópicas.. El parámetro que determina el tamaño de gota es la tensión superficial del líquido que es la tendencia del fluido a presentar la mínima superficie de exposición y se mide en dinas/cm, debiendo calentarse el fluido hasta alcanzar el valor mínimo requerido. En la práctica industrial, debido a que tensión superficial y viscosidad tienen un comportamiento similar frente al calentamiento, resultando bastante más fácil medir la viscosidad, el desarrollo del diseño de quemadores establece una condición referida directamente a la viscosidad para garantizar la atomización perfecta. El tipo de energía de atomización utilizada para efectuar el trabajo de dividir el flujo (chorro) en pequeñas gotas de algunas decenas de micras define los tipos de quemadores :

Los quemadores de atomización mecánica utilizan la energía de la presión del propio combustible.



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Los quemadores con fluido auxiliar utilizan vapor o aire comprimido para

aportar la energía cinética requerida para el trabajo de atomizar. Los quemadores rotativos emplean la fuerza centrífuga de un cono girando a 3

o 4.000 rpm para atomizar. En Hornos Cementeros normalmente se utiliza atomización ecánica. Utilizando el Nomograma Viscosidad – Temperatura de la Figura 5.8 se puede establecer los rangos de temperaturas adecuados para bombeo y atomización de cada combustible en particular, pudiendo utilizarlo para conversión de unidades de viscosidad prácticas. Generalmente, los diseñadores y fabricantes de quemadores expresan sus requerimientos de viscosidad cinemática que figura en las escalas verticales extremas; marcando tales rangos en esta escala y proyectándolas a las diagonales que representan los diferentes combustibles utilizados, se determinarán, en los puntos de intersección a las escalas de temperatura horizontal, los rangos de calentamiento requeridos para cada caso específico. Al asegurar el tamaño mínimo de gota con el calentamiento, tensión superficial y viscosidad adecuadas, se tendrán las mejores condiciones posibles para que pueda producirse la disociación de los hidrocarburos en sus componentes, llegando a la partícula de carbón, verdadero núcleo de la combustión industrial, en las mejores condiciones de tamaño de partícula para permitir que el flujo dominante, aire o gas primario, forme y mantenga la forma de llama más adecuada (cónica hueca).



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Figura 5.8 Diagrama Viscosidad – Temperatura para determinar los rangos de

calentamiento para bombeo y atomización



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.3.2 Craqueo en fase líquida o vapor Al inyectarse el Fuel Oil a partir de la boquilla de atomización, las características dimensionales de las gotas serán sometidas a un violento calentamiento que determinará, en función de su tamaño, si el craqueo o disociación de las moléculas de hidrocarburos se producen en fase líquida o vapor:

Si la atomización es deficiente y el tamaño de gotas es demasiado grande, el calentamiento requerirá mayor tiempo y antes de que se produzca la vaporización de las gotas, se producirá el craqueo en fase líquida. El resultado serán partículas de carbón (coque) también de mayor tamaño con impulso suficiente para proyectarse en forma independiente dificultando la mezcla y reacción con el oxígeno del aire; asimismo, tendrán masa suficiente ára alargar la reacción heterogénea, alargando la cinética quimica y por ende la longitud de llama.

Si la atomización es perfecta y se dispone de gotas del tamaño mínimo posible,

al ingresar al reactor de combustión, se vaporizarán, produciéndose el craqueo en fase vapor. El resultado serán partículas de carbón (hollín) 100 veces más pequeñas, fácilmente succionadas y manejadas por el flujo dominante, alcanzando combustión completa con mucha facilidad. La presencia de asfaltenos y componentes aromáticos muy pesados y difíciles de quemar, exigirán procurar siempre conseguir una atomización perfecta, lo cual facilitará el cumplimiento de los objetivos del quemador de conseguir combustión completa y llama cónica hueca. 5.4 COMBUSTIBLES SÓLIDOS EN EL HORNO CEMENTERO Los precios de los combustibles líquidos y la falta de emisividad del Gas Natural, nos conducen a la utilización mayoritaria en el quemador principal del horno cementero; como ya se ha manifestado más adelante, la historia en el precalcinador resulta muy diferente. Los carbones minerales representan bajo tales perspectivas los combustibles más utilizados en los hornos cementeros, pudiendo conseguir carbones de los 5 continentes en el mercado internacional de exportación.



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La mejor y más práctica forma de clasificar los carbones minerales es la que define, en función de su contenido de volátiles:

Antracitas : 0 - 10% de volátiles Son carbones muy desgasificados y desecador debido a su antigüedad o el tipo de formación tectónica de sus yacimientos. Al tener menos volátiles se dificulta su velocidad de combustión, debiendo molerse muy fino (menos de 10 micras). El Pet Coke puede ser considerado una antracita artificial.

Hullas o Bituminosos: 10 – 30% de volátiles

Son los carbones utilizados por excelencia en los hornos cementeros debido a que sus volátiles facilitan su combustión, no requiriendo una molienda muy fina: Una consideración práctica válida en la mayoría de casos establece que el nivel de molienda debe alcanzar como residuo en malla de 90 micras (170 ASTM) la mitad del porcentaje de volátiles del carbón.

Lignitos: Más de 30% de volátiles

Son carbones más jóvenes con contenidos más elevados de volátiles no combustibles, lo que les proporciona menores valores de poder calorífico. El Gas Natural no requiere mayormente Operaciones de Precombustión y en el caso del Fuel Oil y otros combustibles líquidos, las características de las partículas de carbón dependen de la calidad de atomización; en el caso de los carbones el tamaño de tales partículas en el momento de la combustión, se determina en las operaciones de molienda, almacenamiento, transporte e inyección al quemador.

5.4.1 Influencia del Indice de aglomeración (hinchamiento) en la combustión de carbón pulverizado

El análisis inmediato en forma permanente y el análisis completo con la periodicidad que resulte necesario, proporcionan suficiente información para efectuar en forma adecuada las operaciones de precombustión y la combustión de carbón pulverizado. Sin embargo, en ocasiones se produce un comportamiento anómalo de las llamas formadas, sin justificación aparente respecto a las variables tradicionales; en este caso, específicamente la que relaciona el grado de molienda con el contenido de volátiles (Figura 5.3).



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En ocasiones, normalmente en proyectos nuevos, cuando se cambia de proveedor de carbón, e incluso, al desplazar zonas de explotación en minas, las características de las llamas formadas se presentan diferentes. Las consecuencias pueden ser graves; el acortamiento de la llama sobreconcentrando calor en pocos metros puede fundir la costra formada y afectar el refractario, acortando su campaña y poniendo en peligro la chapa del horno.

La explicación, y su adecuado control, podrían encontrarse conociendo el índice de aglomeración o hinchamiento (free swelling index), que representa un buen indicador del grado de oxidación de un carbón . Esta determinación, muy conocida para establecer si el carbón es ―coquificable‖ y sirve para producir coque de características adecuadas para ser utilizado en hornos metalúrgicos y siderúrgicos, también resulta útil para juzgar su comportamiento como combustible en forma pulverizada. En términos generales, esta prueba consiste en calentar un gramo de muestra de carbón molido en un crisol estandarizado a una temperatura de 800 o C y una atmósfera reductora. Al eliminarse el contenido de volátiles, queda un coque que puede permanecer disgregado en partículas o aglomerarse conformando una estructura con un nivel determinado de hinchamiento. En la Figura 5.9 se muestra el aparato normalmente empleado, existiendo también la alternativa de calentamiento eléctrico de la muestra.

Figura 5.9

Aparato para determinar el Indice de Hinchamiento o free swelling test.



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Las dimensiones de la ―casita‖ formada se miden por comparación en una escala que presenta su mayor precisión para valores de 1 a 9 con los perfiles correspondientes a cada índice. Valores altos indicarán carbones coquificables; valores bajos determinarán mejor comportamiento térmico. El índice de aglomeración puede tomar valor cero, cuando el residuo formado en el ensayo de la muestra no resulta coherente. Un valor elevado en la escala representa una buena calidad del carbón para producir coque metalúrgico o siderúrgico, pero contrariamente, representa un comportamiento inconveniente para la combustión. La importancia de conocer el índice de hinchamiento para control de la combustión de carbón pulverizado radica en que influye en el comportamiento de las partículas de carbón al salir del quemador. Un valor bajo en la escala indicará que las partículas prácticamente explotarán, fragmentándose en partículas más pequeñas, favoreciendo la velocidad de combustión y la formación de una llama corta y ancha. Un valor alto indicará tendencia a la aglomeración. La velocidad de combustión no se verá favorecida y la llama resultará alargada. Referencia : La norma ASTM debe consultarse para efectuar correctamente el análisis, teniendo la siguiente referencia : Designación : D - 720 - 91 Standard Test Method for Free-swelling Index of Coal

5.5 CRITERIOS PARA SELECCIÓN Y EMPLEO DE COMBUSTIBLES EN UNA PLANTA CEMENTERA Constituyendo la energía alrededor del 50% del costo global de fabricación del cemento y los combustibles alrededor del 50% de los costos de fabricación de clínker, resulta de la mayor importancia la selección de los combustibles más adecuados para cada planta cementera, desde el punto de vista técnico y económico.



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En el siglo XXI y en el horno cementero, con elevadas temperaturas de operación y con capacidad para integrar en el clínker casi todas las impurezas y cenizas de los combustibles industriales, podríamos definir los criterios de selección de combustibles en los siguientes términos:

5.5.1 Criterio Técnico

a) Combustión en el quemador principal La disponibilidad de un quemador apropiado resulta una condición indispensable, para poder quemar cualquier combustible. El diseño de un quemador moderno que permita cumplir tal objetivo debe tener las siguientes características:

Si se dispone de Gas Natural, no debe utilizar aire primario, aportando la energía cinética para formación de llama con el impulso de los flujos axial y rotacional (radial) de gas.

Si no se dispone de Gas Natural, debe instalarse un ventilador con suficiente

presión estática en la descarga para asegurar los impulsos necesarios para disponer de suficiente energía cinética para proporcionar la intensidad de mezcla que permita la combustión completa de los combustible más difíciles de quemar.

Debe disponer de una lanza de atomización de combustibles líquidos, aún

disponiendo de gas natural, para permitir la utilización de residuos combustibles líquidos de cualquier naturaleza y origen, aún los más tóxicos y peligrosos, que al combustionar se convertirán en gases inertes (CO2 y H2O).

El diseño y conformación de los ductos de inyección de los flujos dominantes,

aire o gas, axial y rotacional (radial) debe permitir formar la llama cónica hueca que constituye la única alternativa aceptable en la actualidad. Disponiendo del quemador adecuado y dimensionado, cualquier material o sustancia combustible que pueda ser atomizada (líquidos) o pulverizada (sólidos) puede ser quemado en el quemador principal.



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Aunque parezca contradictorio, el combustible mas fácil de quemar, el gas natural, resulta inconveniente como combustible único en el quemador, debido a su baja emisividad de llama y consecuente menor transferencia de calor por radiación. Su combinación con antracita o pet coke, bajos en volátiles, representa una simbiosis perfecta.

b) Combustión en el horno Como ya se ha mencionado, las características del horno y el precalcinador son muy diferentes, pero considerados en conjunto, como sistema de producción de clínker, permiten establecer importantes posibilidades de quemar en el horno residuos combustibles que no resulta económicamente viable (todo resulta factible) inyectar en el quemador principal. Implementando un sistema de alimentación de estos materiales por la Cámara de Enlace, e incluso por un mecanismo instalado en el casco del horno, se introducen en el interior del horno material combustible en trozos que al avanzar con el material en proceso, además de permitir la combustión, facilitan la integración de sus componentes no combustibles al crudo, antes de la nodulización. Al quemarse estos materiales en el horno no tendrán condiciones adecuadas, resultando muy difícil que completen su combustión, pero será suficiente que completen la primera etapa, formando CO que terminará de quemarse en la cámara de combustión que constituye el precalcinador, en el transcurso de los gases hacia el precalentador, asegurando combustión completa y el cumplimiento de las normas de control ambiental. Algunos de estos materiales son las llantas, gomas o cubiertas, que completas o en trozos se introducen en el horno o la cámara de enlace, basura seleccionada, residuos industriales, residuos agrícolas, elotes de maiz, semillas de frutas,etc. Una condición que debe mantenerse al implementarse estos sistemas de combustión en el horno es la operación del quemador principal con exceso de aire para que exista disponibilidad de oxígeno en el interior del horno.



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c) Combustión en el Precalcinador Para el reactor frío que constituye el precalcinador, debido a la condición fuertemente endotérmica de la descarbonatación, el combustible ideal es el gas natural y cualquier combustible fácil de quemar. Debe considerarse que la disponibilidad de oxígeno en los gases de combustión, a diferencia del aire secundario con 21 % de Oxígeno en el quemador principal, tiene valores menores, promedio entre los gases de combustión procedentes del horno y el aire terciario extraído normalmente del enfriador. Cuando no se dispone de combustibles fáciles de quemar, se tiene que conseguir tal condición mediante la adecuada preparación de los combustibles y/o intensidad de mezcla con el comburente; se puede actuar sobre el nivel de turbulencia, aportando energía cinética con el combustible o alargando el tiempo de reacción con el diseño del precalcinador.



El proceso de clinkerización que se inicia al ingresar el polvo crudo al precalentador y concluye al descargar el clínker del enfriador dura algunos minutos; la preparación del material crudo de alimentación involucra siglos de formación de materias primas, años de estudios y prospección, meses de planificación y explotación y varios días de dosificación, preparación mecánica, homogenización y almacenamiento. El adecuado desarrollo de las operaciones que se efectúan en el horno permiten producir la calidad del clínker deseada y obtener niveles óptimos de producción y eficiencia, pero el punto de partida y la condición indispensable para lograr estos objetivos están en la calidad del trabajo previo al proceso para determinar la calidad del crudo de alimentación.



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La calidad del crudo en forma de polvo o pasta que se alimenta al sistema y su adecuación a las características del clinker que se desea producir, resultan un factor determinante en las posibilidades de cumplir los objetivos de producción planteados. La composición química ideal deberá plantearse al efectuar la dosificación de materias primas, pudiendo conseguirse en la medida que se disponga de la calidad del componente calcáreo y los aportantes de los otros óxidos que se utilicen como correctores. El comportamiento de los constituyentes en el proceso de transformación dependerá de su composición quimicomineralógica y sus características físicas. La composición granulométrica del crudo influirá tanto en su reactividad como en las posibilidades de convertirse en clinker o ser arrastradas por los gases circulantes, constituyendo parte de un problema de despolvorización que afecta los costos de producción, el control de emisiones y la estabilidad operativa, al tener que recircularse al sistema. Siendo la preparación de crudos ajeno al sistema de control planteado, consideramos conveniente proporcionar información vinculada a los aspectos que afectan la calidad del crudo, como punto de partida del proceso de clinkerización : 6.1 Materias Primas y Constitución de Crudos Desde los primeros tiempos en la historia del cemento portland se centró la atención en las causas de su hidraulicidad, lo que condujo a considerar, como factor prioritario, la composición química de las materias primas que entran en su composición. Surge la era de los índices, los módulos y los factores de saturación, basados en la formación en el producto final de unos minerales, a veces hipotéticos, pero que servían para dirigir o regular la calidad del producto final. En todos los casos, se consideraba el contenido de los cuatro óxidos principales (SiO2, Al2O3, Fe2O3, CaO) y se establecían límites, a veces muy estrechos, para conseguir, en condiciones técnicas aceptables, ese producto que quedaba definido como cemento portland.



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El resto de los componentes, llamados menores o secundarios, se procuraba mantenerlos bajos conscientemente (MgO, SO3, álcalis, etc), bien por las dificultades que pudieran provocar en el proceso de fabricación o bien por considerarse nocivos en el comportamiento del cemento.

Figura 6.1 Caliza principal materia prima para fabricación de cemento

La posible capacidad de cocción se valoraba mediante ensayos empíricos, empleando como guía el grado de combinación de la cal (componente básico prácticamente único) en unas condiciones preestablecidas de tratamiento. De ello se deducía una norma general para la selección de materias primas, según la cual, unos crudos con alto contenido en sílice libre, bajo contenido en fundentes y módulos elevados de silicatos y fundentes, sinterizan a temperaturas altas (duros de cocer) en comparación con crudos que tengan bajos los valores antes citados (blandos de cocer). Esta ha sido, durante muchos años, la única regla que daba oportunidad para un ahorro de combustible en la industria del cemento. Pero la experiencia ha demostrado que las pequeñas variaciones en la composición química de los crudos no bastan para explicar su comportamiento, a veces notablemente distinto en el curso de la clinkerización y, por tanto, para prever, en el caso de una nueva instalación, la aptitud a la clinkerización del crudo elegido. Entre los parámetros que intervienen en la facilidad de cocción, aparte de la composición química, pueden citarse:

Finura de molienda. Homogeneidad química y homogeneidad mineralógica.



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Mineralogía de las materias primas y grado de cristalinidad.

Presencia de componentes menores y su influencia en las reacciones de

clinkerización.

Proporción y composición de las fases líquidas que puedan surgir en el curso de la cocción. Medir cuantitativamente cada uno de estos factores es difícil, y lo que se ha tratado siempre es establecer, mediante ensayos de laboratorio, la aptitud a la clinkerización de los crudos como medida global de la influencia de dichos factores. 6.2 Aptitud a la cocción y reactividad de crudos Dos son los parámetros que dan cuenta de la forma que el crudo se transforma en clinker: la aptitud a la cocción y la reactividad. Puesto que los constituyentes principales del clinker son todos compuestos de calcio, la transformación vendrá caracterizada, en principio, por el grado de combinación de la cal en los compuestos formados, por el porcentaje de cal libre, por la temperatura y por el tiempo. De los valores de los dos primeros, en función de los dos últimos (a constancia de uno de ellos) se cuantifica la aptitud a la cocción del crudo. La reactividad, por otra parte, es un concepto dinámico que se define por la velocidad de una reacción o conjunto de reacciones a una temperatura dada. La aptitud a la cocción depende de la saturación en cal y de la reactividad de las materias primas. Esta, a su vez, es función del módulos de silicatos, del módulo de fundentes, del tamaño de grano, de su naturaleza mineralógica y de su estado de actividad en el momento de entrar en combinación. Esto último es de capital importancia y explica la diferencia de reactividad de un mismo material cuando se encuentra en crudos diferentes. La explicación de estos efectos se funda en las leyes de la difusión de sólidos, singularmente en las relaciones entre los coeficientes de difusión sólida y la energía de activación del material, la cual depende en sí de los defectos estructurales de los sólidos en presencia. Otros parámetros, singularmente los de la fase líquida como viscosidad, movilidad iónica y tensión superficial juegan igualmente un papel esencial.



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Para un crudo dado, tal como queda definida, la reactividad hace abstracción de todo carácter de calidad del clinker obtenido y sí se relaciona con las necesidades energéticas del proceso y con la capacidad de la instalación que lo lleva a cabo.

Figura 6.2 La mineralogía de las materias primas determina su reactividad en el

horno

6.2.1 Métodos para medir la aptitud a la cocción Los métodos existentes para medir la aptitud a la cocción, tanto teóricos como experimentales, son numerosos. Entre los métodos experimentales se pueden citar los siguientes:

a) Medida del residuo insoluble en CIH 1/10 de un crudo después de permanecer un cierto tiempo a 1.000-1.050ºC (Método de Hendrick). Valores por debajo de 8% se califican de muy buenos, buenos o medios entre 8 y 12% y mediocres o malos por encima de 12%. Este método es antiguo y, por su baja temperatura de ensayo, deja de considerar la zona más importante del proceso en que aparece la fase líquida.

b) Medida de la cal libre por tratamiento a una temperatura dada durante

un tiempo definido. Son los métodos más numerosos con temperaturas que oscilan de 1.300 a 1.450ºC y tiempos comprendidos entre 15 y 45 minutos. Naturalmente, valores crecientes del contenido en CaO libre, indican reactividades decrecientes.



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c) Medida del tiempo necesario para que la cal libre sea igual o inferior a un valor preestablecido, para una temperatura dada de tratamiento. Por

ejemplo: Tiempo para que CaO ≤ 2 % a 1.350ºC .

d) Medida de la relación entre la CaO total y el máximo de CaO libre en el

intervalo 700ºC ≤ t ≤ 1.400ºC . Esta definición se basa en la hipótesis de

que la cantidad máxima de CaO libre durante el proceso es tanto menor cuanto más reactivo es el crudo. Es siempre mayor de 1 el factor y aumenta cuando la reactividad crece: K = CaO t/CaO máx.

e) Medida del factor de ―aptitud a la cocción‖ AC , como expresión

cuantitativa del desarrollo de la CaO libre, en el intervalo de 1.000-1.450ºC

Para este ensayo se preparan 7 muestras, compactadas en condiciones preestablecidas, y se introducen en un horno previamente calentado a 700ºC. Al llegar a 1.000ºC se retira la primera muestra, C0, al cabo de 20 minutos. Acabado este tiempo, se eleva lo más rápidamente posible la temperatura a 1.100ºC y se mantiene otros 20 minutos antes de retirar la segunda muestra, C1; se eleva a 1.200ºC, 20 más, 3ª muestra, y así, sucesivamente a 1.300, 1.350, 1.400 y 1.450ºC . Como resultado, en vez de la integral de la curva cal libre en función de la temperatura, se toma la relación de dos superficies: una de referencia (50 % de CaO libre 1.450ºC) y otra la delimitada por la curva real de la CaO libre en función de la temperatura. Esto conduce a la expresión: AC= 600_________________ C0 + 2C1 + 2C2 + 3C3 + 4C4 + 4C5 + 2C6

De los métodos hasta aquí citados, el último tiene la ventaja de considerar el desarrollo completo de la combinación de CaO en presencia de líquido, el desarrollo de las reacciones en estado sólido e, incluso, el final de la descarbonatación (valor C0).



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Figura 6.3 Aptitud a la cocción como función del contenido de cal libre

f) Un método más rápido y más fiable que los anteriores, que obtienen información valorando el contenido de cal libre de muestras calcinadas en serie, se basa en la observación continua por difracción de rayos X de las distintas fases que se forman o desaparecen en un tratamiento térmico previamente programado.



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Este método permite observar las diferencias de la clinkerización debidas a la composición mineralógica del crudo y deducir la efectividad de mineralizadores, haciendo una valoración de su aptitud .

Figura 6.4 Aptitud a la cocción por difracción de Rayos X

6.2.2 Tamaño de Grano y Reactividad Está demostrado que el tiempo de disociación del carbonato cálcico CaCO3 es función lineal del diámetro de las partículas, en el entorno de las dimensiones usuales en un crudo de cemento.



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Por otra parte, el tiempo necesario para la disociación isoterma de la unidad de masa del mineral arcilloso (distribuida en partículas de intervalo granulométrico muy estrecho) es, aproximadamente, proporcional a la inversa de la superficie específica de dichas partículas: M’ = K’_ , sg-1 S’M Algo similar, y en condiciones análogas, ocurre con las partículas de CaCO3 (variando la constante K’) en la fase del proceso en que la velocidad de disociación es más elevada que la de difusión del CaO en los óxidos de carácter ácido. En los procesos simples de difusión binaria entre los óxidos fundamentales, la dirección de transporte respeta la regla de De Keyser , según la cual, los óxidos con menor afinidad por el oxígeno se difunden en los óxidos con mayor afinidad, es decir,

CaO (0,70) _______ SiO2 (2,39) CaO (0,70) _______ Al2O3 (1,66) Al2O3 (1,66) _______ SiO2 (2,39)

(entre paréntesis se encuentran los valores de afinidad por el oxígeno, según Katelaar). De acuerdo con esta regla, en la difusión en fase sólida, la reactividad vendrá controlada principalmente por el tamaño de grano de los óxidos receptores de cal, es decir por los óxidos de carácter ácido SiO2, Al2O3 y Fe2O3, siendo el tiempo exigido para la reacción isoterma de la unidad de masa del óxido receptor aproximadamente proporcional a la inversa del cuadrado de su superficie específica (se entiende, en teoría, que las partículas se componen de un solo grano cristalino de una única especie mineralógica). Finalmente, la clinkerización viene controlada por el proceso de difusión en fase líquida . La velocidad de disolución del C2S y CaO en esta fase líquida depende de la dimensión de sus granos y del ―poder mojante‖ de la fase líquida. El modelo descrito para el proceso, desde la disociación de minerales arcillosos y descarbonatación del CaCO3, pasando por las reacciones en fase sólida y concluyendo en al clinkerización, permiten deducir algunas conclusiones prácticas.



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El diámetro de partícula de los óxidos de carácter ácido (que figura en 4ª potencia) tendrá un efecto decisivo sobre la cinética de las reacciones, tanto en fase sólida como en presencia de líquido. Esto explica, por ejemplo, la gran importancia, para la reactividad de un crudo, de las dimensiones del cuarzo que contiene y de la menor influencia en las reacciones en fase sólida del tamaño de grano de la calcita (que figura sólo al cuadrado). Los granos más gruesos de fase única presentes en un crudo industrial son siempre los últimos en completar las reacciones. Por eso, a igualdad de superficie específica, la reactividad se acentúa para un huso granulométrico estrecho. En este sentido se debe reconocer que las técnicas empleadas en la práctica para la molienda de crudo no son las más idóneas para lograr una granulometría más reactiva con el menor consumo de energía en el horno (poca precisión de los separadores y molienda conjunta de productos de distinta dureza). 6.3 Mineralogía de las Materias Primas La aptitud a la cocción de los crudos para la fabricación de cemento se relaciona directamente con la textura de las rocas que lo integran, con su estructura (es decir, con las especies mineralógicas presentes) y con su estado de actividad (grado de cristalinidad), con más fuerza, quizás, que con los parámetros que usualmente se manejan en la práctica, ya citados, como son la composición química, la finura de molienda o el grado de homogeneización. Tanto en las reacciones de estado sólido como las que tienen lugar en presencia de la fase líquida, la energía de activación, en todas sus fases, es una medida de la rigidez química del edificio reticular. Cada especie mineralógica, que aporta uno o varios óxidos al crudo, lleva consigo un valor de la energía de activación característico de la especie. Este valor, dentro de una especie mineralógica, es función del estado de actividad particular en que se encuentra por su formación y vicisitudes derivadas con el tiempo. Imperfecciones en la red, estructuras defectuosas y desórdenes de cualquier otro tipo, aumentan la reactividad. Las soluciones sólidas, del tipo que sean, proporcionan mayores niveles de energía libre. Del mismo modo, los seudosólidos y materiales mal cristalizados, o en estado de cristalización incipiente (vidrio, coloides, etc.) deben su gran reactivad al elevado contenido de energía libre de sus estructuras. Por el contrario, el "envejecimiento" de las estructuras aumenta su estabilidad y la dimensión de sus granos y, en consecuencia, los hace menos reactivas.



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6.3.1 Minerales portadores de óxidos de carácter ácido Los minerales principales de arcillas, pizarras, esquistos, etc., son portadores de óxidos de carácter ácido. Con el mismo fin, se emplean, con menos frecuencia, rocas volcánicas a base de vidrios metaestables como tobas, puzolanas, basaltos, pómez, etc., o subproductos industriales como cenizas volantes, escorias, lodos residuales (nefelina), etc. Si es preciso, pueden incorporarse como correctores de naturaleza ácida, pequeñas cantidades de materiales silíceos, bauxita, limonita, siderita o cenizas de pirita tostada, según el óxido que se encuentre en defecto y las disponibilidades del mercado. Entre los óxidos de carácter ácido se encuentra en primer lugar la sílice, que presenta una reactividad variable, atendiendo a su origen, grado de cristalinidad, dimensión de grano, etc. Según Makashev , la reactividad de los distintos tipos de sílice, libre y combinada, aumenta en el orden : cuarzo < calcedonia < ópalo < a-cristobalita < a-tridimita < sílice de feldespatos (oltosa; albita; anortita) < sílice de micas y anfiboles < sílice de los minerales de la arcilla < sílice de vidrios de escoria < sílice de vidrios naturales de origen volcánico. Para alúmina y óxido de hierro, los otros dos óxidos de carácter ácido considerados principales, pueden hacerse consideraciones similares a las de la sílice. Los silicatos más abundantes en la fracción arcillosa del crudo son, en general, la illita, las cloritas y la moscovita, siendo la caolinita frecuente, pero menos abundante. La gibsita, boehmita y otros minerales de aluminio, son más bien constituyentes esenciales de sedimentos residuales (bauxitas, lateritas, limonitas, etc.), aunque por su pobre cristalinidad presentan un grado elevado de actividad. Los portadores más comunes de Fe3+ son la glauconita (illita férrica) y la nontronita (montmorillonita férrica). Por su estado peculiar de actividad, las cenizas de pirita tostada son los correctores portadores de hierro más empleados.



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La estabilidad de la red de los silicatos viene definida por las temperaturas de principio y fin de la pérdida de agua combinada, que son tanto más bajas cuanto menor es la simetría interlaminar. El orden de estabilidad, según algunos autores, es el siguiente : moscovita > montmorillonita > clorita > illita > caolinita Aunque estos autores relacionan este orden de estabilidad con la reactividad frente al carbonato cálcico, otros encuentran más correcto relacionar esta actividad, no con la actividad de la estructura antes de su destrucción considerada aisladamente, sino más bien con la temperatura a la cual se crean los óxidos ácidos nacientes en relación con la temperatura a la cual, la disociación del CaCO3 en su presencia, alcanza valores apreciables. Es decir, que también hay que tener en cuenta la naturaleza y textura de la roca carbonatada con la cual se ponen en presencia. De todas formas, teniendo en cuenta las exigencias de composición química de los crudos industriales, cuando en las arcillas-base la relación S/A es baja (caso de los silicatos más reactivos), van siempre acompañadas en el crudo con valores altos de sílice libre (o combinada en otros silicatos) poco reactivos.

6.3.2 Minerales portadores de cal La calcita y, rara vez y en pequeñas proporciones, el aragonito y la ankerita, es el principal portador de CaO en el crudo. La reactividad del CaO resultante de la descomposición del CaCO3 frente a los óxidos ácidos, viene dada por la dimensión de los cristales de calcita, por posibles defectos de red (variación de la temperatura de formación de CaO) y por el tiempo en el que el CaO naciente producido empieza a envejecer antes de entrar en reacción con otras fases sólidas. En sedimentos carbonatados como las margas, se ha demostrado que las dimensiones de grano son inversamente proporcionales al contenido de minerales arcillosos. Esto explica la gran facilidad de cocción de estos materiales y los la preferencia que dan los cementeros a las calizas de estructura "contaminada" frente a las rocas carbonatadas puras. Los peores carbonatos para el cemento, en lo que se refiere al consumo energético, son las calizas puras y de grandes cristales como, por ejemplo, los mármoles.



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6.4 Componentes Minoritarios Bajo este concepto se engloban las distintas especies químicas, distintas de los cuatro óxidos principales, que participan en el proceso de formación del clinker. Estos componentes surgen como minerales accesorios de las rocas, como aportación de los combustibles (cenizas o productos volátiles procedentes de los carbones), de los refractarios, o del desgaste de elementos metálicos, principalmente del proceso de molienda. Circunstancialmente, surgen como adiciones incorporadas al crudo con fines específicos. Los estudios estadísticos llevados a cabo por diversas sociedades cementeras europeas, sobre unos 150 crudos, muestran que los valores medios de concentración, entre los componentes menores más importantes, disminuyen en el siguiente orden : MgO>K2O>SO3>Na2O>TiO2>Mn2O3>P2O5>SrO>F1->Cl1->Cr2O3 Los componentes menores se han considerado tradicionalmente como impurezas, contemplando solamente su trascendencia en las propiedades del cemento final. A continuación se analizará brevemente la presencia, comportamiento e interés práctico de algunos componentes minoritarios, comenzando por los inevitables y siempre presentes en el proceso de clinkerización (álcalis, magnesio y sulfatos) y otros que a veces se incorporan buscando un fin específico.

6.4.1 Alcalis Los álcalis se encuentran en minerales que acompañan siempre a los productos de la arcilla, tales como feldespatos, micas, etc. Los crudos europeos contienen, por término medio, de 0,5 a 2,0% de K2O y de 0,05 a 0,6% de Na2O. Por su volatilidad, los óxidos alcalinos dan lugar a ciclos en el interior del horno, incorporándose en la parte del producto cocido y siendo causa de posibles perturbaciones en el proceso normal de cocción. Por ello, aunque son fundentes, son los componentes menos deseables desde el punto de vista tecnológico, procurando su eliminación del proceso, bien por separación de los polvos del electrofiltro (donde se acumulan en notable proporción), bien estableciendo un by-pass en el intercambiador, o bien en el propio clinker en forma de sulfatos.



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Estos sulfatos alcalinos en clinker, influencian favorablemente la resistencia inicial de los cementos (hasta 3 días), pero la reducen a partir de los 28 días.

6.4.2 Magnesio Prácticamente, todas las calizas presentan magnesio en su composición en forma de carbonato o carbonato doble, tanto más cuanto más antigua es su formación. También puede acompañar a las arcillas como tal carbonato o como sustitución isomorfa en silicatos más o menos complejos. Desde el punto de vista tecnológico, la presencia de magnesio facilita la reactividad de los crudos a altas temperaturas (~ 1300 ºC) pero, desgraciadamente, su presencia en estado libre, a partir de ciertas proporciones que entran en soluciones sólidas con los minerales del clinker, es causa de inestabilidad de volumen de los cementos en la hidratación, razón por la cual limitan su contenido todas las normas del mundo.

6.4.3 Sulfatos El azufre en forma de sulfatos, y rara vez en forma de sulfuros, puede encontrarse tanto en calizas como en margas y arcillas. A veces, se incorpora yeso o anhidrita al crudo como mineralizador o para modificar o equilibrar el circuito de álcalis. El azufre y los sulfuros, presentes tanto en el crudo como en el combustible, pasan normalmente a sulfatos en las condiciones del horno y combinan como tales. El CaSO4 es un fundente y mineralizador eficaz, rebaja en más de 100ºC la temperatura de aparición de la fase líquida y disminuye su viscosidad y tensión superficial . Los sulfatos alcalinos son mineralizadores menos activos que el sulfato cálcico. Sin embargo, favorecen, lo mismo que los Cl1- y F1-, la formación de espurrita (2C2S.CaCO3) estable hasta 1298ºC, que es un "intermediario" para la formación rápida de C3S (mineralizador en fase sólida). Finalmente, los sulfatos juegan un papel muy importante en la formación de costras y anillos, fenómenos perturbadores en el proceso normal de cocción .



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6.4.4 Fluoruros El fluor está siempre presente en los crudos, aunque en pequeña proporción. A veces se incorpora para mejorar su reactividad. La presencia de fluoruros determina la formación de espurrita a 850ºC que descompone formando C2S y CaO en un estado especialmente activo para formar C3S. Por ello, la formación de éste comienza a los 150 - 200ºC menos que en los crudos sin fluoruros. Con contenidos en F1- superiores a 0,5 - 0,6% se reducen las resistencias mecánicas del producto final, por la presencia de C3S.CaF2, compuesto de baja hidraulicidad . En la práctica como aportador de fluoruros se emplea generalmente la fluorita, por su costo más bien reducido y facilidad de manipulación. Su aplicación se ha extendido, no sólo a la fabricación tradicional de clinker de cemento blanco, sino también a los clínkeres normales, buscando ahorro de energía y un posible aumento de capacidad de los hornos.

6.4.5 Fosfatos El fósforo se encuentra en cantidades variables en rocas sedimentarias de origen orgánico, así como en muchos subproductos de la industria siderúrgica empleados frecuentemente en los crudos (escoria de horno alto, por ejemplo). Se ha reconocido el efecto positivo de los fosfatos en todas las reacciones que tienen lugar en la cocción del clinker, tanto en fase sólida como en presencia de líquido . En la práctica, la hidraulicidad de los clínkeres fosfáticos, muy estudiados por los investigadores de la Building Research Station de Garston (Inglaterra), muestra una ligera mejoría para bajos contenidos de P2O5 (0,5 - 1,0%) por la estructura particular de las soluciones sólidas que forma con el C3S. Por encima de estos límites, baja considerablemente el poder hidráulico, al reducirse la proporción de C3S y aumentar la proporción de los C2Sa y a', en detrimento de la forma ß. Desde el punto de vista de tecnología de proceso, los fosfatos reducen los ciclos de cloruros en el horno evitando la formación de depósitos de espurrita.



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6.4.6 Compuestos de Titanio El titanio se presenta generalmente en forma de ilmenita o rutilo, acompañando a arcillas, lateritas, basaltos, etc. Es un buen fundente y mineralizador. En la práctica, 1% de TiO2 sobre clinker, es suficiente para rebajar de 50 a 100ºC la temperatura de aparición de la fase líquida . Además reduce la tensión superficial del líquido y provoca un descenso en la viscosidad proporcional a la concentración. Esto facilita la formación de alita con una eficacia superior, incluso, a la proporcionada por CaF2. Por su radio iónico, El Ti4+ puede sustituir al Fe3+ y al Al3+ en el ferroaluminato y aluminatos cálcicos respectivamente; lo mismo ocurre con el Si4+ de los silicatos, singularmente del tricálcico. En la realidad el mineral con más tendencia a su enriquecimiento en titanio es el ferroaluminato, que llega a contener hasta 18% de TiO2 en peso. Los clínkeres con un contenido en TiO2 del orden de 1% manifiestan resistencias, entre 3 y 90 días, hasta en un 20% superiores a las de un clinker normal .

6.4.7 Compuestos de Cromo El cromo en los cementos, lo mismo que el titanio, procede fundamentalmente del componente ácido del crudo, de las escorias siderúrgicas y del desgaste de placas y bolas en los molinos y, excepcionalmente, como resultado del desgaste del refractario. Los compuestos de cromo reducen, a temperatura constante, la viscosidad de la fase líquida y, para concentraciones superiores a 2% de Cr2O3 en dicha fase, también reducen la tensión superficial. Según parece, el cromo sustituye a la sílice de los silicatos formando soluciones sólidas, hasta un límite de 1,7% (expresado como Cr2O3) en el C3S y 8,6% en el C2S, estabilizando su forma ß. En la práctica, las proporciones no deben pasar de 1% en peso, y en esta medida, se aumenta la resistencia inicial del clinker debido, quizás, a un defecto de red de la solución sólida con el C3S. La presencia simultánea de fluor y manganeso favorece la acción del cromo.



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6.5 Definición de parámetros para dosificación de crudos y control del

proceso. En base a los puntos desarrollados y la experiencia en este campo, podemos elegir como factores que definen las características del crudo los siguientes:

6.5.1 Composición química a) Saturación de cal La saturación total por la cal en el clinker ocurre cuando toda la sílice está combinada en forma de C3S; se han combinado todo el óxido férrico y la cantidad de alúmina que le corresponda en forma de C4AF y el exceso de alúmina como C3A. El grado de saturación por la cal es la relación del contenido efectivo de cal en el clinker al contenido máximo posible, y se expresa como : 100 CaO SC = 2.8SiO2+1.65 Al2O3+0.35Fe2O3 b) Módulo de silicato Expresa la relación en peso de SiO2 a la suma de Al2O3 y Fe2O3 : MS = SiO2 Al2O3 + Fe2O3 El valor de MS varía entre 1.9 y 3.2, siendo más usuales valores entre 2.2 y 2.6. Valores altos producen crudos difíciles de quemar y baja tendencia a la formación de costra por descenso de fase líquida. Valores bajos aumentan la disponibilidad de líquido, y con ello, buena aptitud a la formación de clinker y a la formación de costra.

c) Módulo de alúmina Es la relación entre los pesos de Alúmina y fierro. MA = Al2O3 Fe2O3



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Su valor varía entre 1.5 y 2.5. Aunque normalmente depende de la disponibilidad de estos óxidos en las materias primas, sumándose para completar la fase líquida requerida para facilitar la cocción del clinker, se dosifican en forma controlada para producción de cementos especiales .

6.5.2 Composición granulométrica Tomando en cuenta que los separadores estáticos (ciclones) difícilmente captan partículas de menos de 5 micras , este valor constituirá el límite inferior. Partículas de < de 5 micras en la alimentación serán arrastradas por los gases, siendo captadas en los filtros (electrostáticos o mangas), la fracción 1 a 5 micras; el resto constituirá probablemente emisiones, difícilmente observables a simple vista pero detectables con censores de preservación ambiental. Las partículas de crudo normalmente se extienden en el rango de 1 a 200 micras; pero por encima de cierto diámetro su velocidad de calentamiento y reacción por difusión será demasiado lento; como límite práctico se puede fijar un tamaño máximo deseable de 100 micras. En el control de molienda se debe procurar la mayor fracción posible dentro de este rango.

Figura 6.5 Bolas o Rodillos para molienda. Una decisión difícil para los ingenieros

de planta cementeros.



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El control de finura mediante la determinación a través de mallas en realidad proporciona muy poca información respecto a la composición granulométrica del crudo. Normalmente se expresa la finura del crudo de alimentación en Residuo en malla 200 ASTM que corresponde a 74 micras: Así, al alimentar un residuo de 20% , significa que el 80% tine menos de 74 micras y nada más. En la Figura 6.6 se muestra una curva granulométrica Laser en la cual se puede apreciar toda la composición granulométrica de la muestra, resultando de la mayor importancia apreciar cuanto tiene menos de 5 micras, lo cual no podrá ser retenido en los ciclones de separación final y la verticalidad de la curva, lo cual ofrece un margen más cerrado desde el punto de vista granulométrico, conveniente para el proceso.

Figura 6.6 Análisis Granulométrico Laser



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Las 3 curvas analizadas corresponden a la alimentación al horno, el material que ingresa al horno y el polvo recuperado del filtro, permitiendo observar la proporción de arrastre y las causas del mismo, debido a que un 35% del crudo alimentado tiene menos de 5 micras. Esto explica la importancia del control sonre la molienda y justifica la pelletización del polvo recuperado. Comparando el trabajo de molinos horizontales (bolas) y verticales (rodillos), la ventaja de estos últimos es que permite conseguir curvas mas cerradas.



Los primeros hornos cementeros de vía húmeda efectuaban todas las operaciones del proceso en larguísimos tubos que requerían algo más de 100 metros de longitud y varias horas de operación para secar, calentar y descarbonatar el crudo. Los modernos precalentadores en suspensión de gases calientan el crudo hasta la temperatura de descarbonatación en menos de un minuto y en las cámaras de precalcinación se efectúa hasta el 95 % de descarbonatación en instantes y volúmenes muy reducidos, permitiendo que los modernos hornos rotativos se diseñen específicamente para las operaciones directamente vinculadas con el proceso de clinkerización.



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7.1 PRECALENTADOR DEL CRUDO EN SUSPENSIÓN DE GASES Teniendo un crudo con la composición química adecuada para la calidad de clínker prevista y una curva granulométrica lo más estrecha posible, debe calentarse hasta la temperatura de descarbonatación. Para cumplir este propósito aprovechando el calor de los gases circulantes, se ha establecido teóricamente y comprobado en la práctica, que el mejor sistema es el intercambio en contracorriente del polvo en suspensión de gases. Aunque se han probado diferentes diseños y conceptos funcionales , finalmente se ha comprobado que el arrastre del polvo en la corriente de gases y la separación de ambos en sucesivas etapas de ciclóneo resulta el más eficiente y efectivo. Todos los fabricantes han diseñado sus propios sistemas basados en este concepto general, adecuando sus instalaciones a diferentes arreglos y dimensionamientos para obtener la máxima capacidad de producción. La Torre Gepol (Figura 7.1) constituyó una mala experiencia porque la concepción funcional de establecer un equilibrio perfecto entre la gravedad de las partículas y de la succión del tiro en sucesivas etapas de cicloneo se rompe en la práctica, cayendo rápidamente las partículas gruesas, siendo arrastradas por los gases las mas pequeñas.

Figura 7.1 Torre GEPOL

Las Torres Humboldt y Miag resultaron experiencias más afortunadas, permitiendo efectuar en alrededor de un minuto el trabajo de precalentamiento lo que demoraba alrededor de una hora en el horno.



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Figura 7.2 Torres KHD y Miag

La torre Humbold Wedag de 4 etapas de cicloneo constituye el punto de partida desde el cual se han producido muchas modificaciones, pero basadas siempre en los mismos conceptos. (Figura 7.3)

Figura 7.3 Precalentador Humboldt Wedag y sus sucesivas modificaciones para mayores capacidades.



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7.1.1 Concepción funcional del sistema El crudo es introducido en la corriente de gases proveniente del ciclón 2 que lo conduce a la doble estación de cicloneo de la Etapa I, donde es separado y cae por gravedad al flujo de gases que asciende desde el ciclón III con los cuales ingresa al ciclón II; pasará en la misma forma a través de los ciclones III y IV, desde donde ingresa al Horno. De tal forma, el material presenta una gran superficie de contacto al encontrarse en suspensión en el volumen de gases, lo cual favorece el intercambio térmico; éste se realiza en contracorriente de modo gradual, pues en los ciclones considerados individualmente, los gases y el polvo tienen la misma dirección. Aproximadamente un 80% de la transferencia de calor se realiza en los tubos de ascensión y sólo un 20% durante el cicloneo. Los gases que ingresan a unos 1100 grados salen a 320-360º C arrastrando un 5-6% de la cantidad de crudo alimentado, con un volumen aproximado de 1.5 m3N/Kg. de clínker. La velocidad que alcanzan los gases y el material en los tubos ascendentes es de unos 20 m/seg. Para lograr un eficiente rendimiento y el cumplimiento de los objetivos propuestos en esta etapa, es necesario controlar los siguientes factores:

a) Condiciones de diseño: Debe suponerse que las características estructurales, dimensionales y de composición del Intercambiador, así como la capacidad del ventilador exhaustor, han sido diseñados en base a un conocimiento especializado y una abundante experiencia de funcionamiento por parte del fabricante, el cual proporciona las recomendaciones de operación que incluyen todos los parámetros y ajuste de variables de funcionamiento que aseguren el rendimiento y la capacidad nominal solicitados. En principio, resulta conveniente tratar de orientar la operación dentro de los rangos recomendados, estableciendo dentro de los mismos el ajuste adecuado para cada caso particular; siendo muchas las variaciones que se presentan de una a otra planta, resultará conveniente el conocimiento detallado del sistema y un criterio conveniente de ajuste integral de funcionamiento de todo el sistema. Como aspectos que merecen especial atención pueden mencionarse:

La regulación de succión creada por el Ventilador Exhaustor determinará las condiciones más convenientes de circulación de gases, y el estado de equilibrio termodinámico en las condiciones de intercambio térmico del sistema.



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El registro instrumental de presión y temperatura en los puntos claves, la medición de caída de presión en cada etapa de cicloneo y la velocidad de gases de salida, así como la cantidad de polvo que arrastran, permitirán evaluar y optimizar el funcionamiento del Intercambiador.

El buen estado y adecuada regulación de las trampillas al final de los conductos

de crudo e igualmente de los registros regulables de impacto ubicados a la entrada del material a los ductos de gases de ascensión, permitirán favorecer las condiciones de contacto gas-polvo y consecuentemente un mejor intercambio térmico.

Debe evitarse el ingreso de aire falso al sistema, que resta capacidad de

succión al ventilador exhaustor y provoca sensibles pérdidas de temperatura. Considerando que para eficiente separación gas-polvo están especialmente

diseñados los ciclones de la etapa I, debe controlarse el estado de los tubos de inmersión y mantenerse éstos en las condiciones dimensionales que produzcan mejores resultados.

A efectos de continuidad de operación, durante las paradas deberá chequearse

el estado del revestimiento refractario y limpiarse de adherencias las paredes y los ductos, en especial en los ciclones III y IV.

b) Características del crudo: La cantidad de crudo alimentado, su constitución químicomineralógica y composición granulométrica, juegan un papel determinante:

El volumen de alimentación representa una importante variable de control en el equilibrio termodinámico, el cual deberá ajustarse orientado a lograr las mejores condiciones de estabilidad operacional y máximo rendimiento.

Ello influirá en disminuir las pérdidas de energía calorífica contenida en los

gases de salida, y evitar problemas de taponamientos por pegaduras que se producen al producirse variaciones bruscas de temperaturas en puntos críticos.

El tiempo de calentamiento de las partículas y disociación del Carbonato Cálcico

es función lineal del diámetro de las partículas; considerando además que en las condiciones de transporte en los ductos ascendentes y de separación en los ciclones, el tamaño de partículas y su homogeneidad tienen gran importancia, la composición granulométrica del crudo deberá procurarse ubicar dentro de un margen adecuado y estrecho, y lo más homogéneo posible.



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Aunque puede considerarse ideal el rango de tamaño de partículas ubicado entre 10 y 30 micras, en la práctica ello queda determinado por las probabilidades de ajuste en la molienda.

La composición química y el estado mineralógico en que se encuentran los

componentes del crudo, determinarán la cinética de la disociación del carbonato y las reacciones de clinkerización. El incremento del estado de actividad de los componentes silicoaluminosos al perder su agua de combinación favorece su reacción con el CaO ―en estado naciente‖, formando silicatos y aluminatos cálcicos. La presencia en el crudo de mineralizadores tales como FeO aceleran la disociación del carbonato cálcico.

c) Temperatura y Gases de Circulación: El grado de descarbonatación que sea posible alcanzar estará determinado por la temperatura y el caudal de gases que ingresan al Intercambiador y que dependen de las condiciones de combustión y recuperación de calor en el enfriador, siendo regulados en su avance por el ventilador exhaustor. El máximo caudal térmico que permita mayores niveles de calentamiento del crudo estará limitado por la evaluación de las correspondientes mayores pérdidas al aumentar la temperatura de los gases de salida y el riesgo de favorecer pegaduras en los ciclones inferiores. Esta limitación precisamente ha motivado la instalación de sistemas con mayor número de etapas de cicloneo, y finalmente, de sistemas de precalcinación. El contenido de componentes volátiles en el crudo o en el combustible puede acarrear serios problemas de funcionamiento en el Intercambiador y provocar atascamientos en los ciclones; estos volátiles son sodio, potasio, azufre y cloro en sus posibles combinaciones, y de acuerdo al análisis de cada situación particular, deberá necesariamente tomarse medidas para neutralizar sus efectos. Los atascamientos se producen en los ciclones inferiores al perder el material su fluidez debido a la sobresaturación con elevadas concentraciones de álcalis, cloro y sulfatos. El problema de los álcalis puede ser controlado si se dispone de la suficiente cantidad de azufre en el sistema para combinarlos y fijarlos, eliminando ambos como componentes del clinker.



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El cálculo del Módulo de Sulfatos permite manejar esta posibilidad, resultando el rango entre 0.85 y 0.95 el más conveniente para conseguir tal objetivo. En el caso del cloro, su contenido en exceso de 0.015% en el crudo hace necesaria la instalación de un Bypass, con el costo de instalación y las pérdidas de gases y rendimiento térmico consiguientes. 7.2 La reacción de descarbonatación El crudo de alimentación al horno se prepara dosificando materias primas aportantes de los 4 óxidos básicos : C, S, A y F , pero mientras que en los otros óxidos ya se encuentran en esta forma química, en el caso de CaO se dosifican como carbonatos contenidos en Calizas. Para llegar a las condiciones de clinkerización, se tendrá que producir la reacción de descarbonatación que libere el CO2 y aporte el CaO libre a la mezcla. La importancia que reviste la reacción de descarbonatación en el proceso es principalmente calórica, debido a su condición fuertemente endotérmica:

CO3 Ca + ----> CaO + CO2

= 430 Kcal/kg

En consideración a que resulta mayor el calor requerido para la descarbonatación que el requerimiento teórico de calor para producción de clinker, en razón de la calidad exotérmica de las reacciones de formación de fases mineralógicas (clinkerización), resultará más conveniente efectuar la descarbonatación fuera del horno y alimentar cal (CaO) con los otros óxidos al interior del horno.. En realidad, esto es lo que se logra casi completamente con los modernos sistemas de pre-calcinación, de donde nace su denominación. En sistemas de vía seca, el grado de descarbonatación que se logra en el precalentador es muy limitado, debido precisamente a su elevado requerimiento térmico. La descarbonatación de la caliza, también denominada calcinación por constituir el proceso de fabricación de cal, constituye un ejemplo clásico de proceso reversible de disociación térmica, que además de la temperatura, depende de la presión, de modo que la caliza para cada temperatura tiene una presión de disociación.



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Por esto, la descarbonatación depende de la concentración de CO2 en los alrededores. En hornos cementeros no representa una limitante, debido a la necesidad de mantener la circulación de gases, desplazando el CO2 eliminado. En la Figura 7.4 se muestra la tensión de disociación del CO3 Ca, permitiendo apreciar que a presión atmosférica se encuentra alrededor de.

Figura 7.4 Curva de disociación térmica del CO3Ca La temperatura en que la presión de disociación es igual a la atmosférica tiene prácticamente la significación de representar la temperatura mínima a la cual debe verificarse la disociación, a menos de procurar a temperaturas más bajas la expulsión del CO2 por arrastre en corriente gaseosa de un gas inerte. En el horno, podría considerarse que la mayor proporción de descarbonatación se efectúa a temperaturas entre 890 y 930º C. En el precalentador, con presiones menores a la atmosférica, la exigencia de temperatura resulta menor. En muchas oportunidades hemos manifestado que un horno cementero puede considerarse como un horno de cal hasta cierta parte de avance del proceso, pero no es así; la descarbonatación en ambos casos es notablemente diferente y conviene marcar claramente la diferencia.



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La reacción básica de calcinación de caliza es: CO3Ca -------- CaO + CO2 ----------- 422 Kcal/Kg @ 25 °C Establece que se requieren 422 Kcal/Kg para la reacción, siendo menor tal requerimiento a la temperatura de reacción (391 Kcal/Kg), sin considerar el calor necesario para precalentar la caliza hasta la temperatura de descomposición. Incluyendo el calor de calentamiento y disociación, el requerimiento teórico para calcinación es de 626 Kcal/Kg de Cal. La temperatura teórica de disociación es aquella a la cual la presión parcial del CO2 se iguala con la atmosférica (760 mm Hg), siendo de alrededor de 900°C para Calizas, como se puede observar en el Gráfico de la Figura 7.3 y de 725°C para la Dolomita. La temperatura real de disociación no solamente se afecta con el contenido de CO2 , sino por las impurezas, tales como SiO2 , AL2O3 , Fe2O3, álcalis,etc; siendo estos los componentes que acompañan a la caliza en el crudo del horno cementero, las condiciones de descarbonatación en ambos hornos serán diferentes. La disminución de la temperatura teórica de descarbonatación podría parecer conveniente desde el punto de vista térmico, pero resulta peligroso desde el punto de vista del proceso que se desarrolla en el precalentador, porque podría dar lugar a la formación de espurrita y sulfoespurrita, los cuales ocasionan pegaduras y riesgo de atoros en los tubos de descarga del precalentador. El mecanismo de descomposición de la caliza se muestra en la Figura 7.5 . Al calentar un cubo (a) de caliza de la temperatura ambiente a la de calcinación, primero se expande (b), antes de la disociación. Se inicia la calcinación superficial (c), el volumen de los poros aumenta, permaneciendo constante el de la muestra. Cuando la calcinación es completa (d), la muestra tiene el máximo volumen de poros y su volumen permanece invariable. Con mayor aumento de temperatura y mayores tiempos de calcinación, los cristales crecen y comienza la sinterización (e); tanto el volumen de los poros como el de la muestra disminuyen.



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Figura 7.5 Mecanismo de descomposición de la caliza

Se inicia la calcinación superficial (c), el volumen de los poros aumenta, permaneciendo constante el de la muestra. Cuando la calcinación es completa (d), la muestra tiene el máximo volumen de poros y su volumen permanece invariable. Con mayor aumento de temperatura y mayores tiempos de calcinación, los cristales crecen y comienza la sinterización (e); tanto el volumen de los poros como el de la muestra disminuyen. El análisis del mecanismo de calcinación resulta fundamental para hornos de cal en los cuales el proceso puede durar varias horas, permitiendo investigar el comportamiento de fenómenos cinéticos, físicos y termodinámicos. En el caso del horno cementero exisyten notables diferencias que orientan el análisis en otro sentido, pudiendo destacarse principalmente los niveles de temperatura, la influencia de otros componentes del crudo y principalmente el tamaño de las partículas. En la Figura 7.6 se grafica la forma en que se desarrolla la reacción de descarbonatación.



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Figura 7.6 Reacción de Descarbonatación En los hornos de cal se llega a manejar hasta 3‖ de tamaño de piedra en hornos verticales y difícilmente se puede operar precalentamiento en suspensión de gases para hornos rotativos, manejándose milímetros en los tamaños de finura; en los hornos cementeros el crudo se maneja en niveles inferiores a 100 micras. El análisis efectuado permite demostrar la importancia de tener curvas de finura lo más verticales que resulte posible, resultando fácil asumir que resultará más sencillo controlar el proceso disponiendo de partículas del mismo tamaño y composición similar. Como se ha mencionado, en el Horno cementero resultaría conveniente que se produzca el precalentamiento del crudo hasta el punto en que se produzca de un solo golpe toda la calcinación, disponiéndose de la mezcla de los 4 óxidos básicos en las proporciones requeridas al ingresar al horno rotativo; este concepto ideal se vuelve realidad en las cámaras de precalcinación.



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7.3 EL MARAVILLOSO CONCEPTO DE LA PRECALCINACIÓN Los notables diseños de precalentadores han permitido efectuar en unos pocos minutos el precalentamiento que tomaba horas en el horno tubular y los sistemas de alimentación, circulación y despolvamiento de gases han permitido mejoras significativas en la operatividad y eficiencia del horno cementero, pero ninguna de estas mejoras resulta tan importante y significativa como el maravilloso concepto de la precalcinación. En el punto anterior llegamos a la conclusión de que la calcinación insume mayor cantidad de calor que todo el proceso, en razón de ser exotérmicas las reacciones de clinkerización y que resultaría conveniente efectuar la descarbonatación en los menores espacios y tiempos que resulte posible; un reactor de precalcinación lo convierte este ideal en realidad, permitiendo efectuar la calcinación de cientos de toneladas en unos segundos. El Precalcinador constituye al mismo tiempo un reactor de combustión y calcinación, dos procesos termodinámicamente contrapuestos; la combustión, el proceso exotérmico por excelencia, y la calcinación, el único proceso endotérmico del sistema.de fabricación de clínker.

Figura 7.8 Precalcinación : La simbiosis termodinámica perfecta



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El diseño ideal debe permitir que coincidan en el espacio la liberación de calor de la reacción heterogénea de las partículas de carbón, para lo cual debe asegurarse la disposición del oxígeno requerido para que se complete la combustión, con la presencia de partículas de crudo que absorban el calor en forma inmediata para su descarbonatación (Figura 7.8) El estudio permanente del proceso y la experiencia ganada desde la aparición de los primeros sistemas de precalcinación en la década de los 70, nos permite establecer 5 condiciones básicas que deben cumplirse para disponer de una precalcinación perfecta:

7.3.1 Condición 1: Combustible adecuado El Precalcinador es en realidad un reactor o cámara de combustión en el cual debe liberarse todo el calor requerido para la descarbonatación del material en proceso, pero esta primera condición u objetivo no es nada fácil de cumplir porque a diferencia del horno rotatorio, constituye un ―reactor frío‖ y debido a que constituye la última oportunidad de combustión en el sistema, por lo que cualquier defecto en este campo se reflejará en problemas de emisiones. Tales exigencias determinan que resulte altamente conveniente disponer de combustibles fáciles de quemar; en tal sentido, el gas natural es el combustible ideal, dificultándose el cumplir la exigencia de combustión completa y controlada, en la medida que se incremente la relación Carbono/Hidrógeno. En el caso de combustibles líquidos, la atomización tendrá que ser perfecta y el diseño del quemador y la forma de inyección-mezcla de combustible y comburente las convenientes para máxima cinética de reacción. Utilizar carbón mineral exigirá un grado de molienda muy alto, aún con elevado contenido de volátiles; el tamaño de partículas resultará proporcional al tiempo de reacción y al aumentar éste obligará a incrementar las dimensiones del precalcinador.

7.3.2 Condición 2: Disponibilidad de Oxígeno Siendo mayor el requerimiento de calor de reacción en el precalcinador, el consumo de combustible también resultará mayor que en el horno y proporcionalmente, el requerimiento de oxígeno para la combustión, mucho mas difícil de conseguir.



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El manejo de la combustión en el Horno tiene sus propias exigencias y consideramos inaceptable que se transporte aire por el horno para la combustión en el precalcinador, por lo cual debe existir un suministro de aire terciario, concibiendo dos posibilidades: conducir aire caliente desde el enfriador o utilizar aire frío; podemos definir la importancia económica de utilizar aire terciario, estableciendo que representa alrededor del 20 % del requerimiento total, lo que justifica la inversión en el ducto correspondiente, pero si no se dispone de gas natural para aportar energía cinética que favorezca la mezcla, tendrá que utilizarse obligatoriamente cierta proporción de aire primario que lo aporte.

7.3.3 Condición 3: Polvo en suspensión El crudo proveniente de la penúltima etapa de cicloneo ingresa al precalcinador y debe ser inyectado en la forma adecuada para conseguir que se distribuya homogéneamente en el volumen útil de la zona de combustión, para permitir desarrollar el concepto de inmediato aprovechamiento del calor liberado para descarbonatación instantánea. Para tal propósito resultarán suficientes dos puntos de ingreso del material y el impacto del flujo de polvo en una placa de dispersión de características de diseño y posición adecuada, en el sitio más conveniente, siempre por encima del ingreso de los componentes de la combustión. El impulso del polvo a la salida de los tubos de bajada y descarga debe morir en la placa de impacto y distribución que debe ―entregarlo‖ al flujo dominante de los gases en combustión; estando tales gases a temperaturas mayores al nivel térmico mínimo de descarbonatación, todo el calor generado por la combustión deberá ser inmediatamente insumido en esta reacción fuertemente endotérmica. Al viajar las partículas en forma conjunta con los gases calientes, a la etapa final de cicloneo debe llegar el material con un contenido mínimo de Carbonatos (5%).

7.3.4 Condición 4: Turbulencia de mezcla Las condiciones de mezcla entre comburente y combustible requieren de cierta cantidad de energía cinética para conseguir una combustión muy rápida, cumpliendo la exigencia de mezcla necesaria.;en la misma forma, al introducir el polvo en la llama, para mantenerlo en suspensión y ascensión de los gases circulantes se necesitará de suficiente impulso o energía cinética.



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Esta energía puede provenir del impulso con el que ingresan los componentes de la combustión (tiro forzado), la succión provocada por el ventilador exhaustor de gases de precalentador.y/o los impulsos proporcionados por los quemadores. Los quemadores para precalcinación deben asegurar condiciones adecuadas en el combustible para que se asegure combustión completa y el menor ttiempo posible de combustión:

En el caso del gas natural la presión proporciona el impulso dominante. Para petróleos residuales la atomización tiene que ser perfecta para facilitar el

rápido calentamiento de las gotas y su craqueo en fase gaseosa. Para carbón, se tendrá que disponer de la máxima finura posible, porque a

difierencia del horno, en el precalcinador la llama debe ser lo mpas corta posible.

7.3.5 Condición 5: Volúmen útil y desplazamiento de gases Conociendo las condiciones requeridas para que se desarrollen simultáneamente las reacciones de combustión y descarbonatación del crudo en proceso, podríamos considerar el caso de un precalcinador de características ideales para favorecer su desarrollo:: En primer lugar, para diseñar nuestro precalcinador ideal necesitamos dimensionarlo. Tenemos que descarbonatar el 95% del crudo en proceso; tomando como ejemplo un horno de capacidad promedio de 2.000 t/d de producción de clínker, la carga de crudo será de alrededor de 125 t/h que deben descarbonatarse. El requerimiento térmico de esta reacción será de 50 MM Kcal/h que representan el equivalente a 5500 m3/h de Gas Natural, para cuya combustión se deberá disponer de un volumen útil considerable. Estableciendo que resultarán suficientes 4 segundos para completar la combustión, el reactor tendrá que disponer de espacio suficiente para mantener en su interior el total de gases circulantes provenientes del horno, el aire terciario y los gases producto de la combustión. Efectuando cálculos establecemos que resultará suficiente disponer de 100 m3 en el Precalcinador. El diseño que permita aprovechar este volumen útil podría tener varias conformaciones, teniendo que disponer de las condiciones previas mencionadas, para cumplir sus objetivos.



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Al final el factor dominante del proceso será la cinpetica de la reacción de combustión heterogénea.de las partículas de carbón y la disponibilidad de calor en los gases circulantes, considerando que la reacción de descarbonatación es inmediata al presentarse la temperatura suficiente para la disociación del carbonato. Como en el caso del quemador principal del horno cementero, en el cual hemos llegado a demostrar que todos se basan en el mismo principio, que resulta ineludible formar la llama cónica hueca y con ello alcanzar el control total sobre las condiciones de aporte de calor al sistema y desarrollo del proceso, también en el caso del Precalcinador, el análisis efectuado podría permitir, como ha sucedido con los quemadores, que los Ingenieros de Planta cementeros sean capaces de diseñar, construir y operar sus propios precalcinadores ideales; seguramente que sin consideraciones comerciales, todos resultarán muy parecidos y por cierto convenientemente simples, para permitir menores costos de inversión y máximos niveles de producción y eficiencia.

7.4 Sistemas de Precalcinación Para apreciar las consideraciones técnicas adoptadas por los principales fabricantes de maquinaria y equipo especializado, analicemos las características de los sistemas de precalcinación más conocidos, difundidos y empleados a nivel mundial, aplicando nuestros propios conceptos y criterios:

7.4.1 Pyroclon de KHD El sistema Pyroclon de Humboldt se caracteriza por el cuello de cisne que permite alargar el riser o ducto de gases, incrementando el tiempo de reacción y contacto entre combustión y calcinación. Fue el primer sistema en ser puesto en operación en 1966. Presenta algunas variantes de diseño dependientes de las instalaciones de by pass y aire terciario, pero fundamentalmente manejan el concepto de efectuar la calcinación en flujo paralelo de gases de combustión y material en suspensión. Ofrece la posibilidad de adaptación del sistema para ampliación de hornos existentes, adaptando el cuello de cisne y los quemadores en el Riser o ducto de gases. (Figura 7.9)



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Figura 7.9 KHD Pyroclon RP

7.4.2 Prepol de Polysius El Prepol, al igual que el Pyroclon, constituye una adaptación a los sistemas Dopol existentes que permite su rápida y económica adaptación, incorporando en el Riser los elementos necesarios para que constituya una cámara de combustión y calcinación conjunta (Figura 7.10). En este caso, tal adecuación se favorece por la existencia de un Riser central más amplio, pero que sin embargo no ha permitido un trabajo completo. Debidamente ampliado y alargando la longitud total de ductos de conexión con las etapas superiores del precalentador ofrece también buenos resultados.



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Figura 7.10 Sistema Prepol de Polysius

7.4.3 IHH : Suspension Flash Calciner El comúnmente llamado Flash Calciner de Ishikawajima Harima Heavy , adquirido como patente por Fuller constituye un sistema diseñado para ser instalado en plantas concenidas para operar con precalcinación, aunque también puede adaptarse en sistemas existentes. Ha puesto en servicio el mayor número de plantas a nivel mundial con capacidades entre 1.000 y 10.000 TM de Ck/día. El Calcinador comprende una cámara de reacción superior y una cámara de mezcla inferior para facilitar la mezcla de aire terciario, que se inyecta por un ducto separado y los gases del horno. El crudo ingresa por el techo de la cámara de reacción (Figura 7.11).



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El movimiento de espiral de la mezcla de aire-gases ascendiendo desde la cámara de mezcla encuentra el combustible inyectado en la parte inferior de la cámara , produciendo la combustión y generando calor que será absorbido por el crudo que desciende por gravedad por los tubos de bajada del ciclón superior, frenándose al impactar en las placas de distribución, quedando a disposición de los gases para mantenerse en suspensión con la corriente que se dirigirá hacia la etapa final de cicloneo.

Figura 7.11 Flash Calciner de Ishikawashima Harima Heavy

7.4.4 FL Smidth ; Sistemas SLC – ILC El tiro en el horno y el calcinador son controlados por el ventilador a través de la regulación de un dámper instalado en el ducto de aire terciario. En las Figuras 7.12 a,b y c se muestran las 3 variantes de los precalcinadores de FLS.



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El sistema SLC-S, diseñado para capacidades entre 1050 y 6080 Tm Ck/día, efectúa la combustión con aire terciario puro en el calcinador, dividiendo el flujo de crudo entre el riser y el calcinador, mezclándose ambos flujos recién en la salida hacia el ciclón final de la torre.

Figura 7.12 (a) El sistema de precalcinación de FLS – SLC (1850-10000 Tm Ck/día) utiliza aire terciario y una cámara especial para flujo axial ascendente. Los flujos de gases del horno y el calcinador van completamente separados, disponiendo cada uno de su propia torre de precalentamiento con ventiladores exhaustotes individuales, lo cual facilita el control de flujos.

Figura 7.12 (b)



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El FLS – ILC (in line calciner) diseñado para capacidades de 1500-6800 TmCk/día, utiliza aire terciario que ingresa al fondo cónico del calcinador en forma tangencial, consiguiendo un buen nivel de turbulencia para una buena mezcla con los gases del horno.El calcinador está diseñado para un tiempo de residencia de 3.3 segundos.

Figura 7.12 (c)

7.4.5 ONODA: Sistema RSP ONODA desarrolló el modelo RSP (Precalentador por Suspensión Reforzado), el cual se caracteriza por tener una cámara de mezcla montada sobre la entrada del horno y un calcinador por turbulencia entre el penúltimo y el último paso de cicloneo. La cámara de mezcla está conectada al horno por un ducto corto con un angostamiento regulable para controlar el flujo. El crudo se alimenta en dos puntos en la parte superior del calcinador, en la cual se conecta el ingreso del llamado quemador turbulento, que se mezcla con un 10-15% del aire terciario; el 85-90 % restante se inyecta en la parte superior del calcinador. El crudo disperso en los gases calientes pasa a través de un ducto inclinado de la base del calcinador a la cámara de mezcla donde el contacto con los gases del horno asegura una descarbonatación del 90 %.



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La Figura 7.13 muestra esquemáticamente la disposición del sistema RSP.

Figura 7.13 Sistema ONODA

7.5 Interconexión entre Precalentador y Horno La cámara de enlace representa uno de los puntos críticos del sistema, teniendo que pasar de un sistema de polvo en suspensión de gases al Horno tubular rotatorio, donde avanzarán en el piso, por efecto de la rotación y el ángulo de inclinación (pendiente) del horno. Las mayores dificultades en la cámara de enlace se producen por la elevada temperatura en un medio donde el material ya parcialmente descarbonatado y con componentes menores con tendencia a formación de fase líquida, tiene tendencia a pegarse, provocando atoros y perturbaciones en la marcha del proceso, que afectan la operatividad, producción y eficiencia del sistema.



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En sistemas con precalentador, al procurar mejorar el nivel de avance del proceso se incrementará proporcionalmente el riesgo de este tipo de problemas. Al disponer de una cámara de precalcinación de diseño y características funcionales adecuadas, estos riesgos disminuirán, al manejarse niveles termodinámicos menores, siendo considerablemente menor el volumen proveniente del horno, lo que representa menor arrastre de polvo; al haberse completado una gran proporción de la descarbonatación y consumido gran parte del calor aportado, el material cicloneado en la ultima etapa de cicloneo entregará al horno material con mayor densidad aparente y menor probabilidad de formación y arrastre de polvo. Para mantener limpia esta zona, también resultará de la mayor importancia lograr que todo el polvo alimentado al precalcinador ascienda con la circulación de gases, consiguiendo el efecto de suspensión; la granulometría adecuada del polvo favorecerá tal objetivo. El nivel de descarbonatación también tiene un límite para evitar la tendencia a clinkerizar del material (formación de líquido), resultando un valor adecuado el 95% de calcinación, para evitar inconvenientes. En la Cámara de Enlace se confrontan problemas vinculados con los gases circulantes que provienen del horno y el material en proceso que transcurre del precalentador al horno :

Los gases circulantes arrastran partículas finas que al impactar en las paredes de la cámara de enlace provocan pegaduras y encostramientos.

El material en proceso parcialmente descarbonatado y precalentado debe

―saltar‖ del precalentador al horno. La cuchara de descarga constituye un trampolín que se encarga de asegurar de el material se introduzca en el horno lo suficiente para evitar que el talud permita que llegue al sello y descargue al exterior por este punto.

En este punto se debe efectuar el análisis de gases para control operativo del

quemador principal, provocando el polvo en suspensión problemas en la sonda de captación de una muestra suficientemente representativa.



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Figura 7.14 Sello que conecta Precalentador y Horno Rotatorio



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Al utilizar el fuego y apagarlo con agua, al percatarse de que el suelo se endurecía y soportaba ambos elementos, el hombre prehistórico descubrió los aglomerantes hidráulicos y aprendió a reproducirlos y utilizarlos, desarrollando un proceso de clinkerización de componentes silícicos y calcáreos , para formar silicatos cálcicos. Recién a finales del siglo XIX se introduce la clinkerización en el horno rotatorio y durante el siglo XX se avanzó muy lentamente en su optimización, debido al inadecuado manejo de la combustión en el horno. Habiendo demostrado que resulta perfectamente factible optimizar la combustión, convirtiendo el aporte térmico al proceso en una constante, resultará necesario conocer perfectamente las características y parámetros que determinan las reacciones de formación de los componentes mineralógicos que conforman el clínker y le confieren las dos características que determinan el comportamiento del aglomerante final y que constituye realmente lo que se produce en el horno cementero: resistencia mecánica y durabilidad química.



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8.1 Calentamiento del material en el Horno La precalcinación del material en el precalentador resulta un avance formidable en el desarrollo del proceso pero tiene un límite, por el que no se puede completar; al desaparecer el fuerte requerimiento de calor que demanda la descarbonatación, la disponibilidad de calor produce una violenta elevación de la temperatura del material; si alcanza el punto de fusión del fierro y alúmina, todavía en el precalentador, se producirá la tendencia del material a aglomerarse y pegarse a las paredes de la descarga de los ciclones y la cámara de enlace, provocando uno de los riesgos más graves en la industria cementera: el atoro de ciclones. La elevación de la temperatura del material en suspensión es violenta por el íntimo contacto de las partículas con los gases calientes, produciéndose excelentes condiciones para la transferencia de calor por convección y por conducción hacia el interior de las partículas. Al ingresar al horno y desaparecer las condiciones de suspensión, el material se desplaza por la cuchara y cae en el interior del horno, formando un talud suficientemente alejado del final del horno para evitar que el material en proceso salga por el sello a temperaturas superiores a los que cualquier tipo de material empleado pueda resistir. En la Figura 8.1 se aprecia el problema que representa un diseño inadecuado de cuchara, permitiendo que el talud de material en el horno rebalse hacia el sello. Existen varios diseños de sellos, pero todos se dañarán con la temperatura del material en este punto.

Figura 8.1 Diseño incorrecto de la cuchara y problemas en el sello



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En la Figura 8.2 se muestra el diseño correcto y la posición en que debe formarse el talud de material para evitar que exista la posibilidad de daño del sello por este motivo; también la operación del horno con las rpm adecuadas permite prevenir tal inconveniente.

Figura 8.2 Diseño adecuado de cuchara y protección del sello.

En el interior del horno el material se desplaza pegado al piso, ascendiendo con el giro del horno y resbalando hacia adelante con el nivel de avance que establecen la pendiente y la velocidad del giro del horno, mientras que los gases transcurren por todo el diámetro libre del horno; en estas circunstancias el contacto entre gases y material es muy limitado, siendo las condiciones de transferencia de material muy ineficientes: El escaso nivel de contacto gases-material y el flujo laminar de los gases (5

m/seg) determinan pésimas condiciones de transferencia de calor.



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El nivel de temperaturas en los gases (1100°C) no determinan buenas condiciones de transferencia de calor por radiación, aunque la emisividad de los gases de combustión resulte apreciable; no existiendo costra en esta zona, el material resbala en lugar de voltearse, presentando siempre la misma capa superficial que recibe la radiación. La transferencia de calor por conducción se favorece por el contacto con el

refractario caliente, pero resulta limitado por la falta de ―volteo‖ del material. Se puede ubicar levantadores para favorecer este efecto, evitando que determine una mayor proporción de arrastre de partículas finas con los gases circulantes.

El nivel máximo recomendado de precalcinación es del 95% con un buen control operativo, teniendo que completarse la descarbonatación residual en el interior del horno. Siendo el horno tubular rotatorio un pésimo intercambiador de calor, resultará interminable el calentamiento del crudo para completar la descarbonatación desde el nivel de calcinación, a 900°C, hasta alcanzar el nivel de formación de fase líquida, nodulización y clinkerización, a partir de los 1250°C.

Figura 8.3 Zona de transición

En hornos sin precalcinación, esta fase involucra la mitad de la longitud del horno y constituye una zona fría y oscura, donde prevalece la transferencia de calor por convección; en hornos con precalcinador, sigue representando un tercio del horno, para adecuado desarrollo del proceso. Esta es la zona llamada de transición.



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Se intentó acortar más la longitud del horno basados en la consideración del gran avance en la calcinación, pero la práctica demostró la conveniencia de mantener cierta longitud mínima que garantice la adecuada preparación del material. En la Figura 8.4 se muestran las curvas térmicas de los gases y el material en contracorriente en sistemas precalentador-horno-enfriador. La disminución de la temperatura teórica de descarbonatación podría parecer conveniente desde el punto de vista térmico, pero resulta peligroso desde el punto de vista del proceso que se desarrolla en el precalentador, porque podría dar lugar a la formación de espurrita y sulfoespurrita, los cuales ocasionan pegaduras y riesgo de atoros en los tubos de descarga del precalentador.

Figura 8.4 Curva térmica gases – material



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8.2 FORMACIÓN DE FASE LÍQUIDA Y NODULIZACIÓN En los últimos 50 años la industria del cemento ha sufrido muchas modifica-ciones en las etapas anteriores y posteriores, pero el proceso que transcurre en el horno a partir del final de la descarbonatación hasta la caída del clínker al enfriador ha permanecido prácticamente inalterado. Existen hornos que desarrollan las reacciones de formación de silicatos cálcicos sin fase líquida, pero tienen que alcanzar temperaturas superiores a los puntos de fusión de estos materiales (2500 °C); el Fierro y la Alúmina cumplen la función de catalizar estas reacciones formando el líquido aglutinante a través del cual se produce la migración iónica que favorece la clinkerización, pero también confieren características especiales a los clínkeres formados, como C4AF y C3A. Por ello, lo expresado en relación con el rol de la fase líquida por Christensen, Johansen, Soria Santamaría y muchos otros, tiene validez permanente a través del tiempo y del espacio.

Al completarse la descarbonatación del crudo en el horno (reacción fuertemente endotérmica) la disponibilidad total de calor se invierte en elevar la temperatura del material hasta su fusión parcial.

En esta etapa el horno se convierte en un tambor nodulizador, siendo el objetivo del proceso conformar todo el crudo en nodulos de dimensiones entre 3 y 20 mm.

En cualquier tambor nodulizador (FIGURA 8.5), las variables que influyen sobre las características de los nodulos son:

• Proporción de líquido, • Tamaño de partículas, y • Velocidad de giro.

El tamaño de partículas se establece en función de varios factores en el horno; aunque para la nodulización resultaría conveniente la mayor finura posible, la mecánica de fluidos y las condiciones de suspensión de partículas en los gases del precalentador determinan que evite partículas demasiado pequeñas (- 5 micras) que no puedan ser captadas en los ciclones. La finura del crudo debe controlarse en la molienda, procurando el tamaño de partícula más pequeño y homogéneo, sin llegar al extremo de que represente mayores pérdidas por arrastre en las etapas anteriores.

Los valores normales de velocidad de giro resultan muy lentos comparados con los que corresponden a tambores nodulizadores, no pudiendo acelerarse porque también determinan otras condiciones operativas del sistema; aunque resulte conveniente mayor velocidad para favorecer la nodulización, podría resultar contraproducente por determinar avances inconvenientemente rápidos del material en las zonas de transición y de enfriamiento de clínker. Consecuentemente, las rpm del horno no representan una variable que se pueda modificar en función exclusiva de la nodulización, sin afectar otras variables del proceso.



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Figura 8.5 Pelletizador Rotatorio

En realidad, podemos actuar sobre la nodulización actuando sobre la dosificación de crudos para determinar la proporción y calidad de fase líquida en el proceso. Analicemos el comportamiento del horno cementero como nodulizador, en función de tales variables.

8.2.1 Cantidad de Fase Líquida

En el horno cementero la proporción de fase líquida depende de la composición química del crudo (A1203 y Fe203) y la temperatura en la zona, pudiendo controlarse a través de la dosificación del crudo y el control de la curva térmica gases-material.

Las discusiones sobre el contenido de fase líquida en el clínker se basan en las formulas derivadas por ―Lea y Parker― y ―Dahl‖ :

% Líquido = 2.95 (% A) + 2.2 (% F)

La proporción de A y F que forma solución sólida en la alita y belita compensa el aporte de los componentes minoritarios, por lo que esta fórmula resulta suficientemente aceptable en la forma expresada.

La Figura 8.6 muestra curvas de contenido de líquido vs. Temperatura eutéctica (Tg = 1338°C).´



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Figura 8.6 Temperatura de fomación de fase liquida

Para Módulo de Alúmina (MA) = 1.4, el contenido de líquido por encima de TE se incrementa solo en relación al 3-4% por cada 100°C. El nivel de estabilización c asi horizontal está cdeterminado por el LSF y el MS.; una disminución de cualquiera de ellos incrementa el contenido de líquido.

En la práctica, se maneja valores de Fase líquida que se mueven entre 20 y 25%, mientras que el MA se ubica alrededor de 2.5; valores más altos favorecen la formación de costras mas estables; un valor ideal recomendado es de 2.7, pero difícilmente se consiguen materias primas que lo permitan.

La cantidad de fase líquida formada y disponible en el proceso, debe permitir conformar nódulos del tamaño adecuado (3-20 mm); demasiado líquido determinará la formación de bolas, al continuar el proceso de aglomeración en forma incontrolada, lo cual también puede producirse por exceso de temperatura y/o la variación de la calidad de la fase líquida.



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8.2.2 Calidad de Fase Líquida

Para cumplir la función de material aglutinante de las partículas resultan de la mayor importancia 2 características de la fase líquida : viscosidad y tensión superficial:

a) La viscosidad del líquido establece su capacidad para desplazarse dentro de las partículas, estableciendo la contextura de nódulos que resulten estables y resistentes. Su comportamiento será función de la temperatura, por lo cual resulta tan importante para una buena nodulización mantener condiciones termodinámicamente estables dentro del horno. Los componenten minoritarios también ejercen influencia sobre la viscosidad de la fase líquida, como se aprecia en la Figura 8.7

b) La tensión superficial puede considerarse como la capacidad de ―mojado‖ del líquido que permita atrapar las partículas sólidas. Igualmente varía con la temperatura: La influencia de los componentes minoritarios del crudo sobre la tensión superficial del líquido se muestra en la Figura 8.7.

Figura 8.7

Así, los parámetros que debe controlarse para nodulizar correctamente provie-nen de la preparación y dosificación del crudo y del nivel térmico del proceso en esa zona; como se verá mas adelante, estas características de la fase líquida también ejercerán influencia sobre la formación de la costra protectora del refractario en la zona crítica del horno.



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8.2.3 Importancia de la nodulización para el proceso "La etapa más importante del proceso de fabricación de clínker es, sin lugar a dudas, la nodulización". "Si el crudo en proceso no se logra conformar en nódulos, es imposible producir buen clínker y conseguir un rendimiento térmico satisfactorio en el sistema". Estas expresiones parecen exageradas, pero no lo son, y expresan la realidad para cualquier tipo de proceso, vía seca o húmeda, en cualquier parte del mundo.

A) Una buena nodulización (3-20 mm) representa:

• Adecuado control sobre la clinkerización, la cual se efectúa en el interior de cada nodulo, constituyendo la fase líquida a la vez aglutinante y medio de reacción.

• Formación de costra uniforme y estable, permitiendo la disponibilidad del máximo diámetro útil del horno.

• Producción de clínker de buena molturabilidad, ahorrando kw-hr en la molienda final.

• Favorecer el desarrollo de resistencias mecánicas iniciales elevadas por permitir la formación de alita (C3S) en cristales de pequeño diámetro con elevada superficie de contacto para la hidratación del cemento.

• Conseguir un clínker con buena durabilidad química, al presentar las fases vitreas formadas mejor resistencia al ataque químico.

• Excelentes condiciones para el enfriamiento y la recuperación de calor en la parrilla (o satélites). Favorecer el control sobre el proceso, permitiendo una buena visibilidad interior del horno (directa por la mirilla o por cámara de TV de circuito cerrado).

• Protección del refractario y placas del enfriador.



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B) Una incorrecta nodulización (0-50 mm) representa:

Descontrol en la clinkerización, la cual se efectúa en partículas muy pequeñas que, al llegar a la zona de máxima temperatura (crítica), se incrustan y forman agregaciones de mayor volumen (bolas).

Formación de grandes cristales de alita de baja molturabilidad y lenta velocidad de hidratación

Clínker polvoso que ocasiona mala visibilidad en la zona crítica, pérdidas de clínker, mayores costos de desempolvado y recuperación, etc.

Pésimo enfriamiento y deficiente recuperación de calor en la parrilla o satélites.

Formación constante de anillos de costra porosa e inestable.

Formación de bolas con el consiguiente daño en la costra y/o refractario en el horno y en el refractario y las partes de accionamiento mecánico en el enfriador.

Segregación en la cama de clínker sobre la parrilla, dejando pasar aire frío en la zona de gruesos y quemando las placas en las zonas de finos.

Descontrol operativo en la molienda por la variedad de tamaño de clínker producido, obligando al mayor empleo de sistemas mecánicos y/o maquinaria para homogenizar la granulometría de alimentación al molino.

Figura 8.8 Buena nodulización en el horno -> alto rendimiento en el enfriados



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8.2.4 Condiciones para una buena nodulización en el horno: a) Condiciones dependientes del líquido: La aglomeración o nodulización se produce por la unión de las partículas de polvo por las fuerzas de adhesión capilar del líquido; de tal forma, la cantidad o proporción en volumen del líquido determinará la dimensión de los nódulos formados, y las características de viscosidad y tensión superficial del mismo, influirán en la fuerza y estabilidad de los puentes de unión entre partículas. El líquido está formado mayormente por C3A y C4AF; su proporción y composición depende de los módulos dosificados en el crudo y del perfil de temperaturas en la zona. Es deseable la formación rápida de la máxima cantidad de líquido a la menor temperatura. De acuerdo a estudios realizados sobre la fase líquida, a la temperatura que se inicia la fusión la relación óptima para el módulo de fundentes (Al2O3/Fe2O3) será aproximadamente 1.6; de acuerdo con la posibilidad de lograr los aspectos complementarios, la proporción en volumen de fase líquida podrá fijarse alrededor de un 25%, siendo dependiente del módulo de silicatos . La adhesión capilar, y por tanto la estabilidad de los nódulos, se verá favorecida por una mayor tensión superficial y una moderada viscosidad del líquido, pero este factor deberá considerarse tomando en cuenta ambos valores (tienen gran influencia posterior) como dependientes de la temperatura. Esto permitirá fijarlos de manera que permitiendo una buena nodulización en esta etapa, al alcanzar mayores temperaturas en la zona de clinkerización, se ajusten a los valores óptimos requeridos para favorecer la formación de C3S. La influencia de los componentes minoritarios del crudo sobre las características de la fase líquida es notable, por lo cual es otro factor que deberá ser tomado en cuenta. b) Condiciones dependientes del crudo: La aptitud para nodulizar el material depende de la finura de las partículas, es decir, de la superficie específica que permita mayor contacto con el líquido.



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Podemos comparar las condiciones que se requieren en esta etapa del proceso para nodulizar, con las requeridas en un nodulizador tubular de material pulverulento a temperatura ambiente, en el cual las variables que determinan las condiciones operativas son la cantidad de agua o líquido, la finura del polvo y la velocidad de giro; en nuestro caso, por no poder tener aseguradas la cantidad y calidad óptima de líquido en el momento adecuado y no ser los valores de rotación del Horno los más convenientes a efectos de nodulizar, resultará de la mayor importancia procurar las condiciones de finura y homogeneidad en el crudo que favorezcan la formación de nódulos. La homogeneidad, además, deberá ser suficiente para asegurar de que en los nódulos formados se agrupen en la proporción más favorable, partículas de C2S y CaO para su posterior reacción rápida y completa. c) Condiciones dependientes del desarrollo del proceso: Como se ha visto, la superficie específica del material deberá ser máxima para una buena nodulización; como el desarrollo del proceso continúa, la temperatura en esta etapa sube muy rápidamente y se iniciará la formación de C3S, cuyas partículas tienden a asociarse formando partículas gruesas, lo cual dificulta la nodulización hasta anularla al llegar a un punto crítico. También la viscosidad y tensión superficial del líquido disminuirá dificultando ello la nodulización. Deberá entonces procurarse ciertas condiciones operativas que favorezcan y permitan la nodulización, para lo cual será recomendable:

Procurar el alargamiento de la zona de nodulización; para ello resultará deseable que se forme antes la fase líquida y se demore el inicio de formación de C3S.

La temperatura de operación moderada en la zona crítica favorecerá la

nodulización, para lo cual resulta deseable disponer de crudos con buena aptitud de clinkerización.

El avance del proceso en las etapas anteriores permitirá disponer de zonas de

nodulización más alargadas. El perfil térmico del Horno puede ser controlado por la formación de llama y por

la regulación del tiro con el ventilador exhaustor; deberá procurarse por estos medios una zona de clinkerización corta que asegure el tiempo necesario para que se produzca la nodulización.



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En la FIGURA 8.9 se presenta la probable condición de posición de la llama y curva térmica que podría resultar favorable a los objetivos de nodulización, como etapa clave del proceso.

Figura 8.9

En la práctica, el inicio de la nodulización queda marcado por la presencia de costra, debido a que los puentes capilares del líquido influencian tanto la aglomeración del material en nódulos como su incrustación en el refractario. 8.3 REACCIONES DE CLINKERIZACIÓN La mejor forma de entender y explicar en que consiste el proceso de clinkerización, en términos generales, es compararlo con el proceso previo en el sistema de producción de clínker: la producción de cal. En un horno de cal se calienta la piedra caliza conformada en una alta proporción por Carbonato de Calcio, hasta producir su descarbonatación, en la forma que se ha explicado en el Capítulo anterior, hasta obtener el Oxido de Calcio que es la cal viva. En un horno de cemento, el proceso resulta similar al de fabricación de cal, pero participan 4 óxidos: Oxido de Calcio (CaO), Oxido de Sílice (SiO2), Oxido de Alúmina (Al2O3) y Oxido de Fierro (Fe2O3), mencionando en adelante su designación en el idioma cementero: C,S, A y F.



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En la Figura 8.10 se muestra gráficamente el desarrollo de las reacciones de clinkerización en función de la temperatura disponible, entre los cuatro óxido básicos: C,S,A y F: Al llegar a la temperatura de formación de líquido, constituido por F y A, se inicia la reacción de C con ambos, formándose C4AF (Ferroaluminato Tetracálcico), hasta que se agota el F. A partir de este punto y con algo más de temperatura, solamente se producirá C3A (Aluminato Tricálcico). La presencia de fase líquida favorecerá la reacción entre C y S, formándose en primer lugar C2S (Silicato Dicálcico - Belita); al incrementarse la temperatura se incrementará la capacidad del C para combinar S, produciéndose la reacción más importante: C2S + C = C3S , produciéndose el Silicato Tricálcico (Alita), el constituyente más importante del clínker.

Figura 8.10

La conformación del material en nódulos, al presentarse la formación de fase líquida, permitirá que estas reacciones se produzcan en el interior de cada nódulo y no entre el material pulverizado, lo que permite conseguir un menor tamaño de cristales y mejor calidad de clínker, además de facilitar el enfriamiento del clínker producido y evitar la polución en el cabezal.



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Esta es la etapa más importante del sistema y donde se desarrolla la mayor temperatura, ubicándose a partir del inicio de formación del C3S hasta el final del horno, antes de la zona de enfriamiento, necesaria para solidificar la fase líquida antes de la caída del clinker al enfriador. La clinkerización se desarrolla en la siguiente forma: En las etapas previas se ha formado una cantidad de fase líquida en el material por la fusión de C4AF y C3A, así como el silicato dicálcico, quedando una cantidad de CaO sin combinar que dependerá del grado de saturación dosificado. Al alcanzarse la temperatura crítica de formación de C3S se iniciará la reacción por difusión en fase sólida y a través de la fase líquida, del C2S y CaO para dar lugar al C3S. Ambos reactantes, en forma de partículas, se disuelven por difusión en la fase líquida, donde se produce la difusión de iones Ca(-2), O2(-2) y SiO4(-4) hacia zonas de precipitación y crecimiento de cristales de C3S. De tal forma, se puede distinguir claramente los factores que favorecerán esta reacción:

La fase líquida deberá encontrarse en cantidad suficiente y ser de la calidad más adecuada para favorecer la disolución de los iones reactantes y su difusión a través de ella para reaccionar. En este sentido, las características de la fase líquida dependen de su viscosidad, tensión superficial y movilidad iónica.

La disminución de la viscosidad y la tensión superficial facilitarán tanto la

velocidad de disolución como de difusión de los iones de reacción, dependiendo de su carácter de basicidad, determinada por su composición y presencia de componentes minoritarios, el que el proceso sea gobernado por la velocidad de disolución de C2S o CaO. En las zonas ácidas la velocidad de disolución de C2S es más lento que la de CaO y por tanto gobierna el proceso, sucediendo lo contrario en las zonas básicas. En cuanto a la difusión de masa en la disolución, el proceso estará determinado por la velocidad de difusión de iones Ca (-2).

La presencia de nódulos facilita la reacción y permite que se realice a una

temperatura moderada, además de facilitar el enfriamiento del clinker que se presenta granulado. La reacción entre partículas aisladas de C2S y CaO que eventualmente coincidan en su avance a través del Horno se torna dificultosa y obliga a crear condiciones térmicas más exigentes con las alteraciones consiguientes y menores rendimientos energéticos; asimismo el clinker producido no será de la mejor calidad y creará problemas en el enfriamiento.



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Las condiciones térmicas deberán ser reguladas manteniendo una visión integral de su influencia en todas las etapas del proceso. Frecuentemente se puede optar por aumentar la cantidad de combustible al apreciar una deficiente clinkerización, y ello en determinadas circunstancias podría resultar contraproducente al alargar la zona de clinkerización y no dar tiempo a la formación de nódulos, lo cual favorecería y mejoraría las condiciones operativas.

El avance de material deberá ser controlado igualmente con un criterio integral y sentido analítico de las condiciones operativas, imprescindible para tener en la zona de clinkerización un material bien preparado, antes que forzar las condiciones térmicas en esta etapa, con las consiguientes alteraciones y pérdidas de rendimiento.

La formación de llama y las condiciones en que se desarrolla la combustión

serán un factor determinante en la curva térmica general y en el rendimiento energético; el tipo de combustible utilizado determinará para cada caso notables diferencias en las condiciones de ajuste que será necesario controlar.

La observación visual directa del interior del Horno en determinados momentos,

resultará útil y objetiva para evaluar las condiciones de clinkerización del material y controlar la formación de llama. Aunque se hayan desarrollado modernos sistemas instrumentales de control e incluso observación por circuitos cerrados de televisión de los puntos críticos, todo esto será de valiosa ayuda pero la observación directa ofrece al conocedor la mejor herramienta para realizar ajustes con mejor criterio.

Las reacciones del proceso se han descrito para efectos de claridad como

desarrolladas en el sistema cuaternario C-S-A-F, pero en la práctica la participación de los componentes minoritarios y su influencia en las condiciones de reacción resultan de importante y variada expectativa. Esta influencia y su presencia en las soluciones sólidas que constituyen las fases mineralógicas del clinker deberán ser especialmente consideradas en cada caso particular para conseguir los objetivos deseados.

El polimorfismo estructural de cristalización de las fases mineralógicas durante

el proceso y en el clínker producido, determinarán notables variaciones en las condiciones de reacción, así como diferencias notables en las características del clinker y del cemento, por lo cual deben ser objeto de especial atención en el campo práctico y en la investigación.



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Figura 8.11 La formación de fase líquida: Importante en todas las etapas del proceso.

8.4 INFLUENCIA DE LOS COMPONENTES MINORITARIOS SOBRE LA FORMACIÓN DE ALITA. Los componentes minoritarios del crudo y los que pudiesen aportar los combustibles como cenizas que se integran al proceso no permanecen inertes, actuando como fundentes, favoreciendo la presencia de fase líquida a menores temperaturas y/o como mineralizadores, catalizando las reacciones de clinkerización para formación de Alita (C3S) y Belita (C2S).

8.3.1 Acción de Fundentes La temperatura teórica de clinkerización, marcada por los puntos de fusión del Hierro y la Alúmina del crudo es de 1338°C; la presencia de álcalis, sulfatos y otros componentes menores determinan que en la práctica se presente fase líquida a temperaturas que varían entre 1280 y 1310 °C, lo cual favorece la nodulización y el inicio de las reacciones de clinkerización. Es posible que los líquidos formados a las bajas temperaturas previamente mencionadas resulten activos como catalizadores en las reacciones por debajo de 1100 ºC; por otro lado, no deseamos incrementar deliberadamente el contenido de líquido en esta etapa debido al incremento del riesgo de pegaduras. La reacción más lenta en el rango de temperaturas por encima de 1100 ºC es la formación de alita (Ecuación 2). Debe tomarse en cuenta que esta reacción tiene una temperatura de inversión, T´, por debajo de la cual la disociación de C3S para formar C+C2S es espontánea. La formación de fase líquida a temperaturas inferiores a T´ es, por lo tanto, innecesaria y aún indeseable, puesto que podría catalizar la disociación de alita.



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Se estima que el valor de T´ es cercano a 1250 ºC, y por tanto, cercano a TE

mencionado anteriormente (1280-1300ºC), lo cual resulta una afortunada coincidencia. Puesto que el transporte de masa en la fase líquida (cuando está presente) es la variable que controla el proceso en la formación de alita, debe suponerse que la agitación mecánica del material incrementará la velocidad de reacción. En el horno rotatorio tal agitación es más probable en material suelto que en el interior de nódulos. Parecería por tanto que no podemos aprovechar al mismo tiempo la capacidad de nodulización y la capacidad de acelerar la reacción de la fase líquida. Esta consideración también acentúa la necesidad antes expresada de que los nódulos deben conformarse al ingreso de la zona de clinkerización, antes de que la formación de alita sea considerable, si queremos conseguir una buena nodulización. Aparte de esta complicación las 2 funciones de la fase líquida a temperaturas por encima de 1250 ºC no necesariamente se contraponen. Aunque un incremento del contenido de líquido aumenta la velocidad de formación de alita, esto tiene un límite, puesto que las fases primarias de alita y belita constituyen la mayor parte del clínker, aproximadamente un 70-80%; esto coincide plenamente con los requerimientos para optima nodulización en la zona de clinkerización, con 20-30% de líquido. 8.5 Acción de los mineralizadores Ha sido conocido por mucho tiempo que una modesta cantidad (0.5 - 2%) de fluorita añadido a una mezcla cruda para alta temperatura, la haría más fácil de quemarse. Algunas ilustraciones cuantitativas de este efecto han sido ofrecidas antes; sin embargo, reduciremos las consideraciones a unas cuantas investigaciones de laboratorio más recientes. Una de ellas es realizada por Klemm, quien ha publicado algunos resultados preliminares Parece, por su información, que con 1% CaF2, una mezcla cruda C-S-A-F puede ser transformada a alita a 1,300 º C a aproximadamente en la misma proporción que a 1450 ºC sin Fluorita (en ambos casos estos rangos son similares a los necesitados para la producción tecnológica del clínker). Asimismo, encuentra posible producir alita a un rango moderado desde la muestra con fluorita a 1,200ºC. En 1,200ºC la mezcla sin fluorita no forma alita, cuando llega a los 1,300ºC sólo se forman trazas.



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Los experimentos de laboratorio muestran claramente que utilizando fluorita se puede conseguir una reducción de 130 a 150ºC en la temperatura de la zona de clinkerización. Esto implica que puede ahorrarse energía utilizando mineralizadores en la producción de cemento. Sin embargo, no debemos engañarnos acerca de la magnitud del ahorro que podemos esperar. Un horno moderno es altamente eficiente en utilizar o recuperar calor, por eso hay una pequeña posibilidad de un ahorro económico significativo. Nuestros cálculos preliminares muestran que una reducción en la temperatura de la zona de quemado en un horno con precalentador/precalcinador, resulta en una disminución en el consumo de calor de 25 kcal/kg de clinker (de 775 a 750 kcal/kg). la misma reducción de temperatura, otros cálculos han indicado ahorros potenciales de 100 a 150 Kcal/kg. probablemente en hornos más largos de vía seca o húmeda, menos eficientes o ineficientes . Sin embargo, no sabemos de alguna experiencia en planta respaldando estas figuras. Otros experimentos de laboratorio indican que manteniendo la temperatura de la zona de quemado constante pero reduciendo el tiempo de retención, se incrementa la capacidad del horno e, indirectamente, se reduce el consumo de calor por cada kg. de clínker. Nuevamente, los efectos no van a ser tan dramáticos como los señalados por los ensayos de laboratorio. Restricciones en las condiciones para transferencia de gases, material y calor limitan la posibilidad de incremento de la capacidad de producción de 10 - 20 %. No obstante, una planta reporta sobre el uso de un aditivo de fluorita conocido por nosotros en un incremento de capacidad de 10%, causado por la adición de 1% de fluorita. La planta en cuestión tiene un material crudo difícil de quemar, y un molino de crudo que es demasiado pequeño para la capacidad del horno. Añadiendo fluorita al material crudo, la producción del molino de crudo se ha incrementado 10% sin más perjuicio de la capacidad de quemarse, y así el horno puede ser totalmente utilizado. Aquí, los gastos asociados con la adición de fluorita deben ser valuados no en base de su potencial de ahorro de combustible, sino con respecto a un posible incremento en las ventas, por ejemplo, con un incremento marginal por tonelada de cemento. Sin embargo, puede ser que en casos similares, la instalación de nuevos equipos pueda ser una mejor inversión que la adición de fluorita. En general, las plantas industriales han sido renuentes a adoptar la adición de mineralizadores en sus esquemas. La razón puede haber sido que los costos asociados con la compra, molienda, transporte, manejo y control del mineralizador han sido similares al ahorro bruto en combustible.



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Esta figura ha cambiado con el incremento mundial de los precios de combustibles. Sin embargo, otra razón para esta renuencia puede haber sido la carencia de documentación, desde pruebas a gran escala estableciendo el ahorro de energía por tonelada de clínker, el efecto de los mineralizadores en las líneas del horno y las operaciones suspensión y precalentamiento, etc. hasta el impacto en el rendimiento del cemento . Ahora, es evidente que mientras el rol de la fase líquida, referida en una sección anterior, se efectúa a través del incremento de conductividad únicamente, la influencia de la fluorita involucra también la cinética de la reacción. Luego, resulta apropiado el reservar el término mineralizador a los componentes que incrementan la cinética de la reacción. Existen otros constituyentes, como P2O5, K2O, Na2O, y probablemente B2O3 y SO3, que reducen la cinética, o inclusive cambian el sentido de las reacciones. Al mismo tiempo, causarán que T´ se incremente. Estos componentes pueden ser llamados inhibidores. La influencia de componentes menores externos sobre cinética está asociada con el hecho de que aunque estos componentes están principalmente disueltos en la fase líquida, parte de éstos también se disuelven en las fases C, C2S y C3S (solución sólida). Aquellos que son preferentemente distribuidos en las fases reactantes C + C2S ocasionan que su potencial disminuya; por lo tanto, la cinética será más lenta. Aquellos que están principalmente distribuidos en la fase de producto C3S, como CaF2 , causarán que el potencial de C3S disminuya, por lo cual la cinética de la reacción de formación de alita se incrementa. La solubilidad en la alita para los componentes más externos es limitada; por lo tanto, su efecto sobre la cinética se limita a pequeñas adiciones de componentes externos. Esto está en buena armonía con esquemas que solo usan cantidades limitadas de aditivos en la mezcla cruda, en parte por razones económicas, y en parte por cumplimiento de las especificaciones. En el otro extremo, esta restricción sugiere también un límite en los efectos mineralizantes a descubrirse y utilizarse.



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8.6 IMPORTANCIA DE LA FORMACIÓN DE COSTRA SOBRE EL DESARROLLO DEL PROCESO

La formación de costra sobre el ladrillo refractario de la zona crítica del horno

cementero es de carácter imprescindible; sin un adecuado espesor de costra, la

cantidad de calor que sería transferida a través del ladrillo refractario (mal aislante)

elevaría la temperatura de la chapa del horno por encima de su punto de

ablandamiento, pudiendo en casos extremos llegar a los de deformación y fusión.

El espesor más conveniente de costra se estima entre 20 y 30 cm. y se comprueba

por el control de la temperatura externa de la chapa del horno. Una costra

demasiado delgada puede establecer temperaturas demasiado altas en la

chapa del horno que provocan mayores pérdidas por radiación y en casos

extremos pueden llegar a lterar la características metalográficas del material, lo

que determina la deformación de la ovalidad del horno. En la Figura 8.12, se

muestra el sistema moderno para conocer y controlar la formación de costra en

el interior del horno mediante termografía.

Figura 8.12

El otro extremo lo constituye la formación excesiva de costra, formando "anillos"

como el mostrado en la Figura 8.13, que distorsionan completamente el control

operativo del sistema.



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Desde el punto de vista de control operativo del proceso, la formación de costra y

su mantenimiento representan un efectivo método de control de calidad del

sistema de producción de clínker.

La costra formada se mantiene en un equilibrio termodinámico directamente

influenciado por parámetros dependientes del material en proceso y de la

combustión; por ello, una formación de costra adecuada y estable indica un buen

control sobre la preparación de crudo y las operaciones de precombustión.

Para explicar esta concepción y aprovecharla en la práctica, resultará necesario

conocer el mecanismo que determína la formación de costra y los factores que

influencian su estabilidad.

Figura 8.13 Anillo en el Horno Rotatorio

8.6.1. Mecanismo de formación de costra en el homo cementero

La comparación práctica de introducir la mano en arena seca y húmeda resulta muy

útil para explicar la formación de costra.

En el interior del horno, la "humedad" la representa la fase líquida que se presenta

al alcanzar el crudo el nivel de temperatura suficiente para que los componentes de

mas bajo punto de fusión (Fe203, A1203 ,MgO, Na20, K2O y S03) alcancen la

condición de fluidez condicionante del proceso.



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Esta fase líquida en las partículas y nódulos ya conformados, les confiere la

tendencia a "pegarse o adherirse" al refractario o capa exterior de costra ya

existente, formando puentes capilares de adherencia entre las partículas

dispersas (o nódulos) y la capa exterior de costra (o ladrillo).

En esta forma se seguirán adhiriendo capas engrosando la costra; sin embargo,

al quedar sucesivamente cubiertas las capas interiores por otras que las van

aislando del calor radiado desde la llama y del transferido por convección por los

gases de combustión, su temperatura disminuye y la fase líquida se solidifica.

Esta solidificación produce la "cementación" de la partícula o nódulo, quedando

definitivamente integrada a la costra protectora.

Esta concepción casi estática del proceso de formación de costa, al

complementarse con los factores que incluye la rotación del horno, constituye el

equilibrio termo dinámico que representa el mecanismo de formación de costra en

el horno cementero.

Analicemos imaginariamente el fenómeno en un punto de la longitud del horno y

en los 360º de su rotación. En el gráfico de la Figura 8.14 se muestra la

variación de la temperatura de un punto sobre la capa exterior (interior del hor-

no) en los 360° de giro.

Figura 8.14



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Si consideramos la circunferencia del horno como la esfera de un reloj visto desde

el quemador y el horno girando en sentido antihorario, podemos estimar el

comportamiento del material en su movimiento en cada revolución.

El material en proceso ocupa la zona comprendida entre las 3.30 y 6.30. La última

capa de costra a las 6.30 alcanza el nivel térmico más alto; al sumergirse en el

material su temperatura disminuye progresivamente hasta las 3.30 en que se

encontrará en el nivel térmico más bajo. La disminución de temperatura en este

tramo producirá la cementación de varias capas de costra.

Al exponerse la costra formada a la radiación de la llama y convección de los

gases, entre las 3.30 y 6.30, su temperatura se incrementará permanentemente.

Las capas adheridas, en la medida que alcanzan su punto de formación de fase

líquida, tendrán la tendencia a desligarse y desprenderse.

Entre las 2 y las 11 del reloj se producirá la mayor tendencia a desprendimiento,

estando determinada por 3 factores:

a) La fuerza de gravedad de pendiente de la masa de las partículas o nodulos,

actuando al

ascender con el giro del horno.

Las partículas (nodulos) de más de 3 m. de diámetro tendrán una clara

tendencia a desprenderse, debido a la mayor influencia de la gravedad.

b) El nivel térmico que fluidiza los puentes capilares de adherencia, dependiente

de la masa de las partículas o nodulos, actuando al ascender con el giro del

horno.

c) Las propiedades de la fase líquida que influencian la "calidad"de los puentes

capilares de adherencia.

El espesor de la costra formada estará determinada por el equilibrio entre la

tendencia a pegarse y desprenderse de las partículas, en función de los factores

mencionados.

Consideremos un caso práctico para mayor claridad y justificación de lo

mencionado, consistente en enfriar el horno, restando combustible y

alimentación, al presentarse un desprendimiento de costra que porque mancha

roja en la chapa del horno.

En este caso, la temperatura de la chapa disminuirá, borrándose la mancha roja,

pero no se pegará costra debido a que no se llega a disponer de fase líquida que

forme los puentes capilares de adherencia de la costra.

Al intentar normalizar el horno, la mancha roja reaparecerá, habiéndose perdido

inútilmente tiempo, producción y combustible.



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Para favorecer la formación de costra y protección de la zona dañada tendremos

que propiciar suficiente temperatura para asegurar presencia de fase líquida,

procediendo en la siguiente forma:

Incrementar por unos segundos la alimentación y acelerar la velocidad de giro del

horno, llevando material crudo a la zona peligrosa; luego, frenar el horno y

aumentar combustible.

El calentamiento acelerado del material en la zona localizada, favorecerá la

pegadura de costra; la progresiva normalización de la operación podría superar el

inconveniente alargando el tiempo de campaña del horno.

Manteniendo las condiciones térmicas en el interior del horno, refrigerar

externamente la chapa del horno con aire, e inclusive el agua. El flujo de calor

hacia el exterior, siempre que exista un espesor mínimo de refractario;

favorecerá la cementación de capas sucesivas de costra, disminuyendo gradual

mente la temperatura en la chapa hasta normalizar la operación.

8.6.2 Estabilidad de la costra formada

La formación y mantenimiento de costra de un espesor suficiente para proteger casco y refractario, equilibrando la tendencia a adherirse y desprenderse del material, resulta una exigencia obligatoria para tener una condición productiva y eficiente en cualquier sistema de fabricación de clínker.

Para conseguir este objetivo resultará necesario tener en cuenta los siguientes aspectos:

• Contenido potencial de fase líquida en el crudo. • Composición granulométrica del crudo.

• Nivel de homogeneización físico-química del crudo. • Estabilidad térmica de la zona. • Diseño del refractario. • Formación, ubicación y temperatura de la llama. • Estabilidad de la temperatura del aire secundario. • Nivel máximo de nodulización.

• Ventilación exterior de la chapa del horno.

• Potencia absorbida por el motor del horno.

El mantenimiento de una costra adecuada y estable representa una condición previa ineludible para pretender niveles de producción, consumo específico, calidad del clínker y duración del refractario satisfactorias.



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Podría decirse, sin temor a exagerar, que la calidad técnica del trabajo que se desarrolla en un sistema de producción de clínker podría juzgarse por la capacidad para formar y mantener estable una costra adecuada (Figura 8.15).

Figura 8.15

8.7 INFLUENCIA DEL ENFRIAMIENTO SOBRE LAS CARACTERÍSTICAS DEL CLÍNKER En la zona crítica del horno se alcanza la composición mineralógica prevista en la dosificación de crudos y determinada por las condiciones del proceso. En este punto, en el interior de cada nódulo se ha logrado la máxima formación de alita (C3S) a partir de la reacción de belita (C2S) y CaO; el resto de sílice conforma belita en la forma metastable B-C2S y queda un residuo de cal libre. La fase líquida en la forma mineralógica C4AF y C3A que ha constituido el medio de reacción actúa como aglutinante de los módulos formados. Si en este momento del proceso idealizamos un congelamiento instantáneo de las fases mineralógicas formadas, tendremos un clinker de calidad ideal. En la práctica, las características del proceso e instalaciones establecen factores operativos que degradan la calidad del clinker.



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En la medida que controlemos tales factores conseguiremos que tal nivel de degradación sea el mínimo, conservando durante el enfriamiento la calidad del clinker formado en las etapas anteriores. La calidad del clinker podemos definirla en función de su comportamiento en la molienda final y las características que le confiere al cemento. En estos términos, resultarán suficientes 4 características : Molturabilidad, Considerar el enfriamiento del clínker, como una operación posterior a su for-mación en el horno, para proteger equipos de transporte y recuperar calor, es uno de los errores más frecuentes y graves en plantas cementeras, por afectar directamente al producto y el costo de producción.

El proceso de clinkerización se inicia en el punto de ingreso de polvo al sistema y concluye en el silo o cancha de almacenamiento de clínker.

En la zona crítica del horno se alcanza la composición mineralógica prevista en la dosificación de crudos y determinada por las condiciones del proceso. En este punto, en el interior de cada nódulo, se ha logrado la máxima formación de alita (C3S), a partir de la reacción de belita (C2S) y CaO.

El resto de sílice conforma belita en la forma metastable fi-C2S y queda un residuo de cal libre. La fase líquida en la forma mineralógica C4AF y C3A que ha constituido el medio de reacción actúa como aglutinante de los nódulos forma-dos.

Si en este momento del proceso idealizamos un congelamiento instantáneo de las fases mineralógicas formadas, tendremos un clínker de calidad ideal.

En la práctica, las características del proceso e instalaciones establecen factores operativos que degradan la calidad del clínker.

En la medida que controlemos tales factores, conseguiremos que tal nivel de degradación sea mínimo, conservando durante el enfriamiento la calidad del clínker formado en las etapas anteriores.

La calidad del clínker podemos definirla en función de 4 características:

• Molturabilidad,

• Resistencia mecánica,

• Durabilidad química, y

• Estabilidad de volumen.



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• Apreciemos cómo se afectan estos 4 parámetros durante el enfriamiento.

8.7.1 Horno Rotatorio

El clínker producido no puede caer inmediatamente al enfriador debido a que la fase líquida que conforma los nodulos provocaría la formación del "hombre de nieve" (snowman), afectando la eficiencia del enfriador y el control operativo de todo el sistema.

Por esta razón, la posición de la llama se ubica en el interior del horno delimi-tando una zona de enfriamiento hacia el anillo de salida, suficiente para que la proporción de fase líquida en el interior de los nódulos no produzca aglomeraciones y pegaduras.

En esta etapa, los factores que afectan la calidad del clínker son los siguientes:

Aumento de tamaño de cristales de C3S, menor molturabilidad del clínker y menor velocidad de hidratación del cemento.

Disminuye el peso específico. En la FIGURA 1 se muestra la influencia del peso específico sobre la molturabilidad del clínker.

Inversión de la reacción C2S+CaO —> C3S, disminuye la proporción de C3S en relación con el C2S, y con ello las resistencias iniciales serán menores. La molturabilidad del clínker disminuye y aumenta la probabilidad de acolchamiento de bolas y rodillos. En la FIGURA 2 se muestra la variación de la molturabilidad con el contenido de C3S y C2S.

La fase líquida solidifica en cristales. Disminuye la molturabilidad y la resistencia química.

Aumenta el tamaño de cristales de MgO (periclasa). Disminuye la estabilidad de volumen.

8.7.2 En el enfriador

El clínker producido en el horno y enfriado en el mismo hasta la solidificación de la fase líquida, pasa al enfriador. En esta etapa la velocidad de enfriamiento depende en gran medida del tipo de enfriador empleado. En enfriadores rotatorios y de satélites, el enfriamiento es relativamente lento, comparado con el que se produce en el de parrilla. El enfriamiento lento produce:

Fase líquida cristalina: menor molturabilidad y resistencia química. Inversión del P-C2S al y-C2S hidráulicamente inactivo.



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Menor recuperación de calor. Riesgo de diseño en los equipos de transporte. Inversión del J3-C2S al y-C2S con expansión y formación de clínker pul-

verulento. Del análisis realizado podemos establecer las siguientes conclusiones:

a) El enfriamiento del clínker determina sus características finales en cuanto a molturabilidad durante la molienda y resistencia mecánica, durabilidad química y estabilidad de volumen del cemento como producto final.

b) El enfriamiento en el horno debe ser el mínimo necesario para alcanzar la

temperatura requerida para la solidificación de la fase líquida. c) El enfriador de parrilla resulta el sistema más conveniente desde el punto de

vista de la consolidación de las características del clínker, además de permitir una mejor recuperación de calor y disponer de aire terciario.

d) En la parrilla, el mayor volumen de aire debe aportarse en forma inmediata,

procurando el enfriamiento más rápido posible. e) La temperatura del clínker a la salida del enfriador debe ser suficiente para

permitir su molienda inmediata, sin afectar la eficiencia del molino.

Figura 8.16 Observando el punto más importante de todo el sistema de producción de clínker y la industria cementera en general.



En la tecnología industrial, resultaría ideal disponer de un equipo individual, específicamente adecuado, para cada una de las operaciones unitarias que conforman un proceso.

El Horno rotatorio cementero largo se encontraba muy alejado de

tal condición ideal, porque en su interior se podían encontrar casi todas las operaciones unitarias de la ingeniería química; la evolución de la tecnología ha simplificado progresivamente su diseño, hasta llegar al limite que establecen las características del proceso fundamental: transporte de material, intercambio de calor, nodulización y su función como reactor de combustión y clinkerización.

Esta parte y tales funciones del horno rotatorio cementero han

permanecido inalterables durante los 144 años que han transcurrido desde que se puso en servicio el primer horno cementero, y seguirán en la misma forma porque la clinkerización es ciencia y arte.



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9.1 Evolución del Horno Cementero

Desde que el año 400 a.c. construyeron el Coliseo Romano con una mezcla de puzolana y cal (2x1), lo que ya puede considerarse un cemento que permanece indestructible hasta la fecha,, desaparece esta fórmula hasta 1756 que Smeaton la recupera para reparar el Faro de Eddystone en Cornwell, Gales que se mantuvo 126 años.

Coliseo Romano : Silicatos cálcicos 400 años a.c.

En 1824, el maestro de obra Joseph Aspdin quema polvo fino de gis con arcilla en un horno de cal, patentando el producto como Cemento Portland, debido a su color gris parecido a las piedras de ese lugar. Su hijo con otros amigos funda la Empresa Robins, Maude y Aspidin que construyen el primer horno cementero vertical, el cual lo conserva la Empresa Blue Circle como una reliquia en Kent, Reino Unido (Figura 9.1). Isaac Jonson logra alcanzar temperaturas suficientes y descubre la necesidad de quemar el material hasta fusión en 1947.

Figura 9.1 El primer Horno vertical de cemento



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Ransome patenta el primer horno horizontal que podía rotar en 1885 y el año siguiente se construye el primer horno rotatorio cementero en Inglaterra (Figura 9.2). En 1909 Thomas Alba Edison obtiene una patente para los hornos rotatorios. El año 1940 se introduce los hornos de vía húmeda que permiten mejorar considerablemente la calidad del clínker. En estos hornos se realizan los siguientes procesos y operaciones unitarios: mezcla, homogenización, secado,, transporte, calentamiento, descarbonatación, fusión, nodulización, clinkerización y enfriamiento. Para realizar todo este trabajo los hornos rotatorios de vía húmeda tenían que ser muy largos, manteniendo una relación L/D de alrededor de 50 (3 x 150 m). El primer paso en la evolución del horno se produce al separar el secado de la pasta, alimentando polvo seco, esta es la época de los hornos largos de los 60 y 70, cuando el barril de petróleo se mantenía en 2-3 US$/bbl y el costo de loa energía no resultaba trascendente. Sin embargo, muy pronto resulta evidente que el horno tubular resultaba un pésimo intercambiador de calor y surgen los precalentadores del polvo en suspensión de gases. Entre ambas tecnologías, merece mencionarse las parrillas Lepol que realizaban el secado del material previamente pelletizado.

Figura 9.2 Vista interior del primer horno horizontal rotatorio



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Al producirse las sucesivas crisis energéticas del 73 y luego del 79, la optimización energética resulta imprescindible y se produce un gran esfuerzo por tecnificación que mejora totalmente los diseños de precalentadores, llegando a descarbonatar hasta el 50% el material en proceso, llegando los hornos a relaciones L/D de 15 con buenas condiciones operativas. Al llegar a los 80 se imponen los sistemas de precalcinación que efectúan toda la descarbonatación del polvo en instantes, al lograr desarrollar simultáneamente la combustión exotérmica y la calcinación, fuertemente endotérmica. El perfil del horno se modifica, surgiendo los ductos de aire terciario y acortándose la longitud del horno, incrementándose la complejidad de las torres de precalentamiento y precalcinación. En esta etapa, los fabricantes de hornos, con mayor preponderancia de Ingeniería Mecánica que química y de procesos, cometen el grave error de considerar que el horno rotatorio ya no resultaba tan importante por considerar que su trabajo resultaba muy aliviado, al tener que desaarrollar procesos exotérmicos, haciéndose conocida la frase de que en el horno ― se podría completar el proceso con la llama de una vela‖, ignorando la existencia de la termodinámica y su fundamental importancia en todo el sistema. Se llega a ofrecer hornos rotatorios de 40 metros de longitud para grandes capacidades de producción, girando a altas velocidades, con relaciones L/D de 8-10 y elevados grados de llenado. Los resultados, el análisis operativo y de procesos han obligado a dar un paso atrás, manteniendo suficiente longitud del horno para desarrollar una efectiva y eficiente nodulización del material antes clinkerizar, lo cual evita los problemas de clínker polvoso, anillos, y pegaduras, hombres de nieve en el enfriados y bajas resistencias en el clínker por inversión de las reacciones de clinkerización. En la Figura 9.3 se muestra la evolución del horno cementero en cuanto a los procesos y operaciones que se desarrolan en su interior y la forma como se ha acortado su longitud con el desarrollo de nuevas tecnologías.



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Figura 9.3 Evolución del Diseño del Horno Cementero

Finalmente, las operaciones que necesariamente deben realizarse en el horno rotatorio cementero son 4: Transporte ,Intercambio térmico (calentamiento y enfriamiento), Nodulización y Combustión.

9.2 EL HORNO ROTATORIO COMO TRANSPORTADOR DE MATERIAL¡Error! Marcador no definido.

El horno actúa como un transportador de material sólido, el material en proceso y de gases, los que produce la combustión con la carga térmica que transfieren en contracorriente.

La importancia del horno rotatorio como transportador de material radica en que a través de su accionamiento se controla la evolución integral del proceso.

Aunque experimentalmente se ha producido silicatos cálcicos en reactores estacionarios y existe el horno vertical para pequeños tonelajes, el horno tubular rotatorio seguirá imponiéndose en la producción de clínker por adecuarse perfectamente la velocidad de avance y tiempo de permanencia del material en proceso en el interior del horno, a los procesos de nodulización y clinkerización, que requieren tiempo para completarse.

En el interior del horno se efectúan varias operaciones que involucran fenómenos físicos y reacciones químicas de naturaleza y características muy variadas.

Desde su ingreso, el material cambia de estado físico, se disocia y recombina, se aglomera, se calienta y se enfría.



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El diseño y el accionamiento del horno rotatorio determinan el tiempo de permanencia del material en cada zona, procurando su adecuación a las exigencias propias del proceso.

Conocer y controlar el comportamiento de cada horno individual como transportador resultará un requisito imprescindible para manejar el sistema de producción de clínker con eficiencia.

Figura 9.4

El accionamiento principal del Horno El desplazamiento del material en el interior del horno cementero se caracteriza por un movimiento oscilante, levantándose en contacto con las paredes internas del horno en rotación y deslizándose luego hacia abajo por efecto de la gravedad.

El movimiento del material a lo largo del horno es determinado por la resultante de 2 componentes:

El movimiento en dirección del eje longitudinal ocasionado por la pendiente del horno.



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El movimiento en dirección perpendicular al eje del horno, producido por la rotación. El material asciende sobre la pared del horno que está girando, hasta que se ―voltea‖ o se ―resbala‖ por gravedad; debido a la pendiente el material caerá o se desplazará unos centímetros más adelante, determinando su velocidad de avance y el tiempo de residencia del material en el horno cementero. Resultarán de importancia fundamental en este mecanismo la consistencia del material y la rugosidad de las paredes del horno, además de sus características dimensionales.

9.2.1 Cálculo del tiempo de residencia total

Existen varias ecuaciones que pretenden determinar el tiempo total de permanencia del material en hornos rotatorios. Así :

1,77 L.O1/2

Sullivan : T = F d.p.n 57,14 L.Sen O

Seaman : T = 3,1416 d.p.n 0,176 (24 + O).L

Bayard : T = d.p.n 1,361 L (O/p)0,85 Zablotny : T = 3,1416 d.n 10,86 L Gibbs : T = d.p.n



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En las cuales :

T : Tiempo de residencia del material, min. L : Longitud total del horno, m. d : Diámetro del horno, m. O : Talud natural del material seco, grados. p : Pendiente del horno, grados. n : Velocidad de giro del horno, r.p.m. F : Factor de retención. Resultará necesario efectuar un análisis de los componentes de estas ecuaciones para manejarlas en forma adecuada:

a) En primer lugar ‖L‖, ‖d‖ y ―p‖ son constantes para cada horno individual. b) La velocidad de giro del horno ―n‖ resulta la variable de control y constituye

uno de los principales parámetros de control operativo. También se acostumbra expresarla como velocidad tangencial o periférica.

c) El talud natural del material también podríamos interpretarlo como una

condición de fluidez, para explicar su influencia respecto a que el material se voltee o se resbale. Así, el clínker ascenderá en el sentido del giro hasta el punto más alto hasta caer por gravedad; la pasta se resbalará por efecto de la pendiente casi sin ascender en sentido vertical.

d) El factor de retención ―F‖ representa la dificultad que encuentra el material para

desplazarse mediante el mecanismo mencionado y se influencia directamente con la disminución del diámetro útil del horno. Considerar F en función directa del diámetro útil nos facilitará su correcta determinación. Estas ecuaciones resultan muy adecuadas cuando el material y las paredes no sufren variaciones radicales a lo largo del horno; tal es el caso de secadores de concentrado de mineral.



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9.2.2 Cálculo del tiempo de residencia del material en cada zona

En el caso específico del horno rotatorio para fabricación de clínker, más importante que establecer el tiempo total de residencia resulta conocer el tiempo de paso o velocidad de avance relativo por cada una de las zonas del horno, marcadas por el nivel de desarrollo del proceso.

Para simplificar este análisis, adoptamos la ecuación de SULLIVAN basados en que resulta la más coincidente con valores reportados de experiencias efectuadas con isótopos radioactivos para determinación de tiempos reales de permanencia del material en el interior de hornos.

Establecemos que siendo los demás componentes de esta ecuación, constantes para cada etapa del proceso, la velocidad con la que transcurre el material en el interior del horno dependerá sólo de 2 variables:

La consistencia o fluidez del material, que también se expresa como el talud (0) y se ubica en la fórmula con un valor equivalente a la raíz cuadrada del valor absoluto. Este talud podríamos considerarlo siempre en valores intermedios entre el mínimo que presenta la pasta al ingresar al horno con una reología adecuada, unos 10º de talud, y el del clínker, que al apilarse formará un ángulo(talud) de 40º.

El Factor de Retención F, que representa la resistencia que se presenta en cada zona al avance del material.

En los hornos de vía húmeda, la cortina de cadenas representa un factor de incremento de F que compensa la alta fluidez de la pasta.

En la zona de material seco en proceso de descarbonatación y calentamiento, el diámetro libre es máximo y la fluidez también alta (bajo talud) determinando el mayor avance relativo del horno.

En la zona de fusión y clinkerización con formación de costra rugosa, el diámetro útil disminuye y el talud aumenta (menor fluidez) por lo cual el nivel de avance es mínimo.

Para efectos prácticos mostremos gráficamente la probable variación de 0 y F a lo largo de un horno largo de vía húmeda y lo dividimos en 7 zonas características: Secado, Calentamiento, Descarbonatación,Transición, Nodulización, Clinkerización y Enfriamiento.



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En este caso, para cada una de las zonas elegidas, tomando los valores promedio de 0 y F, tendremos las siguientes fórmulas para cálculo de los tiempos parciales de residencia.

Zona 1: Secado

T1 = 10,2 L1/( d.p.n )

Zona 2: Calentamiento

T2 = 10,4 L2/( d.p.n )

Zona 3: Descarbonatación

T3 = 9,5 L3/( d.p.n )

Zona 4: Transición

T4 = 8,7 L4/( d.p.n )

Zona 5 : Nodulización

T5 = 11,2 L5/( d.p.n )

Zona 6: Clinkerización

T6 = 12,8 L6/( d.p.n )

Zona 7: Enfriamiento

T7 = 11,5 L7/( d.p.n )



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A manera de ejemplo se ha realizado el cálculo de los tiempos de residencia en un horno para vía húmeda de 100m de longitud, 4m de diámetro con una pendiente de 2,048° que gira a 1,2 r.p.m., estimando las longitudes de cada zona en base a la experiencia y lo observado al ingresar al horno durante paradas largas.

Zonas Longitud(m)

Tiempo(min.)

1: Secado 20 20,75

2: Calentamiento 18 19,04

3: Descarbonatación 17 16,43

4: Transición 15 13,28

5: Nodulización 15 17,09

6: Clinkerización 10 13,02

7: Enfriamiento 5 5,85

El tiempo total de residencia a lo largo de todo el horno es de 105,46 minutos.

Para el cálculo del tiempo de permanencia de material en hornos para vía seca, bastará con no incluir las zonas 1 y 2.

9.2.3 Influencia del accionamiento del horno sobre el desarrollo del proceso

La importancia de analizar los tiempos parciales de residencia en cada zona, se puede comprobar, considerando que al accionar las revoluciones del horno, el efecto sobre la velocidad de avance en cada zona resulta diferente.

Para efecto comparativo la Figura 9.4 muestra la variación de velocidades del material en cada una de las zonas, como una función de la velocidad de rotación del horno.

Siendo múltiples las operaciones que se efectúan en el horno, la variación del tiempo de permanencia del material en cada zona tendrá diferentes implicancias y consecuencias:

En la zona de calentamiento resultará inconveniente aumentar el giro porque al permanecer liso el revestimiento refractario, el material no solamente se ―volteará‖, sino que tendrá tendencia a desplazarse como un fluido, avanzando más rápido de lo conveniente, para asegurar la elevación adecuada del calentamiento y el final de la descarbonatación.



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En la zona de nodulización, la cual se inicia con la presencia de fase líquida, las r.p.m. del horno representa un parámetro importante para favorecer la aglomeración y conformación de nódulos. Mayores velocidades favorecen la nodulización.

En la zona crítica, donde ya se ha formado costra protectora del refractario, el material se frena convenientemente para completar sus reacciones de clinkerización.

En la zona de enfriamiento, al desaparecer la costra por disminución de la disponibilidad de fase líquida, se acelerfa convenientemente el material para descargarse al enfriador, favoreciendo un rápido enfriamiento que favorezca la consolidación de las fases mineralógicas formadas.

Resultará de importante utilidad para el ingeniero de planta y el mismo operador, analizar la influencia de esta variable (n), una de las más importantes en la operación, sobre la evolución del proceso de clinkerización en cada horno rotatorio, particular, confirmando su propio esquema de cálculo en base a las consideraciones expuestas.

Figura 9.5 Variación de velocidad con las RPM por zonas



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9.3 EL HORNO COMO TAMBOR NODULIZADOR El crudo en proceso llega al horno con una granulometría promedio de 50 micras (20 % de residuo en malla 200 ASTM) pero debe formar nódulos antes de clinkerizar, porque cada partícula podría tener componentes distintos y la probabilidad de reacción resulta muy complicada. Al elevarse la temperatura y llegar al punto de fusión de los óxidos de Fierro y Aluminio, se presenta la llamada ―fase líquida‖ que cumple el papel de integrar los nódulos y catalizar las reacciones de clinkerización. En los últimos 50 años la industria del cemento ha sufrido muchas modifica-ciones en las etapas anteriores y posteriores, pero el proceso que transcurre en el horno a partir del final de la descarbonatación hasta la caída del clínker al enfriador ha permanecido prácticamente inalterado. Por ello, lo expresado en relación con el rol de la fase líquida por Christensen, Johansen, Soria Santamaría y muchos otros, tiene validez permanente a través del tiempo y del espacio. Al completarse la descarbonatación del crudo en el horno (reacción fuertemente endotérmica) la disponibilidad total de calor se invierte en elevar la temperatura del material hasta su fusión parcial. En esta etapa el horno se convierte en un tambor nodulizador, siendo el objetivo del proceso conformar todo el crudo en nodulos de dimensiones entre 3 y 20 mm. En cualquier tambor noulizador (Figura 9.5), las variables que influyen sobre las características de los nodulos son:Proporción de líquido, tamaño de partículas y velocidad de giro.

Figura 9.6 Tambor nodulizador



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Analicemos el comportamiento del horno cementero como nodulizador, en función de tales variables. a) Proporción de líquido aglutinante En el horno cementero la proporción de fase líquida depende de la composición química del crudo (A1203 y Fe203) y la temperatura en la zona, pudiendo controlarse a través de la dosificación del crudo y el control de la curva térmica gases-material. Finura del polvo La finura del crudo debe controlarse en la molienda, procurando el tamaño de partícula más pequeño y homogéneo, sin llegar al extremo de que represente mayores pérdidas por arrastre en las etapas anteriores. b) Velocidad de rotación Las rpm del horno no representan una variable que se pueda modificar en función exclusiva de la nodulización, sin afectar otras variables del proceso; los valores normales de velocidad de giro resultan muy lentos comparados con los que corresponden a tambores nodulizadores. Así, los parámetros que debe controlarse para nodulizar correctamente provie-nen de la preparación y dosificación del crudo y del nivel térmico del proceso en esa zona. En el Capítulo anterior se analizó lo que representa para tal proceso una buena nodulización y que problemas ocasiona una nodulización deficiente, con producción de clínker polvoso, grandes cristales de alita y grave sproblemas operativos en el Enfriaodor. La llama cónica hueca facilita totalmente el objetivo de nodulizar antes de clinkerizar, por permitir concentrar el calor en la zona crítica, permitiendo que exista un periodo adecuado de tiempo y espacio entre el momento que aparece la fase líquida y el inicio de la clinkerización (Figura 9.6).

Figura 9.7 Forma de llama cónica hueca: buena nodulización.



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En la práctica, el inicio de la nodulización queda marcado por la presencia de costra, debido a que los puentes capilares del líquido influencian tanto la aglomeración del material en nódulos como su incrustación en el refractario. 9.4 EL HORNO COMO INTERCAMBIADOR DE CALOR Analizando el comportamiento del horno cementero como intercambiador de calor, podremos comprobar que las condiciones de transferencia de calor son excelentes donde menos se requiere y malas donde más se necesitan. En la zona de llama, el horno es un reactor de combustión excelente. La concentración de calor es máxima debido a la elevada emisividad de la llama, costra, ladrillo e inclusive gases de combustión, ricos en moléculas diatómicas (CO2, H2O, SO2, etc) y limitados al máximo en gases binarios (N2, O2, etc). La máxima temperatura en esta zona resulta determinante de una condición de transferencia de calor por radiación máxima, considerando que la misma es proporcional a la temperatura a la cuarta potencia, como puede comprobarse en la ecuación que se utiliza para el cálculo del calor transmitido por radiación: Qr = (T1 - T2)4

Donde : Qr = Calor emitido por radiación por m2 y hora (kcal/h m2) = 4,88 x 10-8 kcal/hm2ºK4

= Emisividad del material

T1 = Temperatura del cuerpo emisor T2 = Temperatura del cuerpo receptor. El nivel de exposición del material al calor radiado e inclusive a los gases circulantes es bueno, considerando que la formación de costra produce una superficie rugosa que favorece el volteo del material en proceso. Sin embargo, en esta zona las reacciones que se producen son exotérmicas, requiriéndose la potencia térmica de la llama principalmente para mantener el nivel térmico de reacción. Si efectuamos un cálculo del requerimiento de calor en los primeros 15 ó 20 metros del horno, el resultado podría sorprender a muchos.



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En la Figura 9.8 se muestran las cargas térmicas de gases y material, y las pérdidas de calor para el caso de un horno de 4.20 m de y 50 m de Longitud

que produce 1200 tm de clinker/día (50 tm ck/h), tiene ladrillo de 15 cm revestido por costra de 25 cm y una chapa metálica de 250 mm. En los últimos 20 metros del horno (zona de clinkerización) las pérdidas totales de calor ascenderán aproximadamente a 1 MM kcal/h ( 20 kcal/kg de ck).

Figura 9.8 Termografía : La zona radiante del Horno

La exigencia teórica de calor para mantener la temperatura crítica de reacción, compensando las pérdidas al exterior será mínima comparada con la carga térmica disponible y las excelentes condiciones para transferirla. En los primeros 20 metros del horno (zona de descarbonatación), el requerimiento de calor podría llegar a un nivel máximo de 450 kcal/kg de clínker, cuando el material llega sin descarbonatar. Para mantener el equilibrio en la condición adecuada, se tendrá que circular llama gases y calor hacia las zonas posteriores del horno. El alargamiento de la llama y el tiro creado por el ventilador exhaustor deben permitir alcanzar este objetivo, que por cierto no sólo resulta conveniente sino necesario, por existir latente el riesgo de calentamiento por exagerada concentración de calor, lo cual funde la costra, desprotege al refractario y podría calentar deformar y hasta fundir la chapa (casco) del horno. El mantener una llama larga constituye un objetivo, pero bajo la condición de poderla sostener en la ubicación correcta y manteniendo combustión completa.



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En la práctica, lo que en cierta medida siempre se presenta y/o consigue es una condición de equilibrio inestable de calor en la zona, lo cual explica la mayor o menor estabilidad de la costra formada y las variaciones en las características del clinker producido (peso/litro). En la medida que existan factores que hagan este equilibrio menos estable o amplíen su rango de variación, provenientes del combustible y las condiciones de combustión (por un lado); el material en proceso; su grado de reacción y características granulométricas por el otro, producción, eficiencia y duración del refractario se verán afectados. Al transcurrir los gases por el horno alejándose de la llama, las condiciones favorables para la transferencia de calor por radiación decrecerán hasta llegar a la zona fría y oscura del horno. Al ingresar el material al horno, aún no se ha completado la descarbonatación y se dificultan las condiciones que favorecían una rápida elevación de la temperatura, por lo cual la evolución del proceso se frena, dando lugar a una etapa muerta entre el final de la descarbonatación y el inicio de la clinkerización (1.250 - 1.300º C). En esta etapa o zona del horno, que se torna fría y oscura, el intercambio de calor es pésimo, produciéndose escaso contacto entre la corriente de gases y el material expuesto sólo en la parte superficial de la cama y además es muy limitado, al no producirse un volteo del material en su progresión, que resbala por el refractario que se presenta uniforme y pulido. La descarbonatación resulta considerablemente más lenta en razón de que la presión parcial del CO2 en el entorno de las partículas aumenta, al no ser liberado rápidamente, ocasionando que disminuya la velocidad de reacción que se produce por difusión desde el núcleo de la partícula hacia la zona cortical. La optimización de las condiciones de transferencia de calor entre los gases circulantes y el material en proceso requiere considerar tres aspectos fundamentales: - Las características fisicoquímicas del crudo y su volumen de alimentación. - Las características fisicoquímicas y el volumen de los gases, determinados por las condiciones de combustión y recuperación de calor en el enfriador. - El nivel de contacto entre gases y partículas de material, determinado por las características de ambos y las condiciones operativas del sistema.



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Resulta necesario enfocar el problema en el interior del horno, donde se requiere acelerar las reacciones en el intervalo muerto entre 1.000 a 1.300º C, en el que se crean sólidos nacientes antes de la aparición de la fase líquida, con peligro de su envejecimiento y pérdida de reactividad. Para mejorar la transferencia de calor en esta zona se pueden instalar levantadores de material que eviten que resbale sobre el refractario y permiten su caída desde un punto más elevado en su curva ascendente con el giro del horno, como se mostró en la Figura 8.2. Al producirse el volteo del material que en su caída atraviesa la corriente de gases, se favorece el intercambio térmico al aumentarse considerablemente la superficie de contacto entre las partículas de crudo y los gases calientes. Los levantadores pueden ser de diversos materiales (metales con aleaciones especiales, cerámicos, refractarios, etc) y pueden tener formas variadas, siendo ubicados en cantidades y posiciones que deben ser objeto de un diseño especial para cada caso específico. El inconveniente de la ubicación de levantadores radica en el aumento del arrastre de polvo , lo cual provoca problemas operativos y pérdidas de mterial y calor. En realidad, el empleo del horno tubular como intercambiador de calor resulta siempre inconveniente, debiendo procurarse el máximo nivel de descarbonatación en las condiciones más favorables que se consiguen en los diseños modernos de intercambiadores de calor es suspensión de gases y las condiciones de reactor de descarbonatación casi perfecto que constituye la cámara de precalcinación. De todas maneras, la zona de traslación fría y oscura resultará inevitable, pero se acortará considerablemente al no requerirse calor de reacción. Un sistema de interesantes perspectivas para controlar la transferencia de calor en esta zona considera controlar el contenido de CO2 (dióxido de carbono) en los gases de salida. El CO2 proviene de 2 fuentes, la combustión y la descarbonatación. Al conocerse las condiciones de operación del quemador y de producirse en forma adecuada el proceso, el contenido de CO2 será máximo, resultando una interesante forma de evaluación de la calidad de operación y permitiendo detectar irregularidades que provocan ineficiencia (disminuye el CO2 total), particularmente en la zona oscura de la primera zona del horno.



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9.5 EL HORNO COMO REACTOR DE COMBUSTIÓN En la zona crítica del horno el horno cementero podría considerarse como una cámara de combustión ideal desde el punto de vista térmico, debido a que las reacciones de clinkerización son de carácter exotérmico y el volumen útil disponible es ilimitado en dirección axial y bastante amplio en sentido radial. Sin embargo, no todas son ventajas en el horno como reactor de combustión, dado que una característica fundamental para la combustión es la composición del comburente. El aire secundario permite recuperar el calor del clínker, retornando una proporción importante del enfriador al horno, pero constituye un comburente de muy baja calidad. Considerando un promedio de temperatura de 800°C para el aire secundario, el cual constituye en promedio el 90 % del aire de combustión, representa un volumen 4 veces mayor que el normal; en otros términos, cada metro cúbico de aire secundario aporta la cuarta parte de masa de oxígeno para la combustión. Esta menor disponibilidad de oxígeno debe compensarse con una mayor intensidad de mezcla, lo que le confiere mayor responsabilidad al trabajo que debe realizar el quemador principal.

Figura 9.9 El Horno como Reactor de Combustión



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En el siglo XX el desconocimiento de la combustión y el interés de los fabricantes de quemadores determinaron un gran descontrol de la combustión y múltiples problemas en todas las etapas del horno. A través de la investigación aplicada y el desarrollo tecnológico en el campo de la combustión, hemos logrado simplificar este campo y definido totalmente las condiciones que deben cumplirse y las características de diseño de los quemadores para cumplirlas. Para alcanzar este objetivo han resultado de gran importancia dos aspectos técnicos fundamentales:

La Teoría Inorgánica de la Combustión que demuestra que todos los combustibles son lo mismo y se queman en la misma forma.

La llama cónica hueca que permite establecer que siempre se puede optimizar

la combustión en el horno cementero, adecuando las características de transferencia de calor a los combustibles utilizados, para obtener la definición de zonas apropiada en el horno. Ambos aspectos son tratados ampliamente en este Manual.



Desde que se puso en marcha el primer horno rotatorio cementero en 1889 la industria cementera ha incorporado muchos de los principales avances tecnológicos, manteniéndose en permanente condición de modernización en todos los campos menos el que se refiere a la combustión. La tecnología de la combustión clásica que recibimos los técnicos ha sido desarrollada en el campo científico y luego interpretada en el ámbito académico, apareciendo equivocadamente difícil y compleja, lo que limita la comprensión de la forma en que se desarrolla la combustión y se forma la llama en el interior del horno. Los fabricantes de quemadores se han preocupado de monopolizar el desarrollo tecnológico en este campo y tender un velo de misterio sobre su diseño, funcionamiento y regulación, limitando la función de los Ingenieros y técnicos de planta a la aplicación de instrucciones generales de operación, transmitidas a través de generaciones y modificadas sólo en base a experiencias, por no contar con suficiente información técnica respecto a su diseño, funcionamiento y regulación.



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Esta situación le ha otorgado al quemador principal mayor protagonismo del que resulta conveniente y lo han convertido, en muchos casos, en un factor fuera de control en el sistema de producción de clínker, afectando y limitando las posibilidades de optimización y estabilización del proceso. Siendo especialistas en combustión industrial y fabricación de cemento, con amplia experiencia de planta en ambos campos, al ejecutar proyectos de optimización energética hemos podido desarrollar una concepción diferente de la tecnología de la combustión en general y de su adecuado manejo en el horno cementero en particular, orientada fundamentalmente a superar estas limitaciones en base a fundamentos técnicos claros, sencillos y precisos. Solo existe una forma y una posición de llama correctas para todos los tipos y generaciones de hornos; el quemador deber tener lo suficiente y necesario para formarla y los técnicos de planta deben estar preparados para ponerla y mantenerla en su sitio. Este Manual ha sido elaborado para comunicar esta nueva visión de la tecnología de la combustión y proporcionar a los Ingenieros de Planta cementeros la capacidad técnica requerida para ejercer un control efectivo sobre el funcionamiento del quemador principal, lo cual se traducirá directamente en estabilidad operativa, mejores condiciones de producción y mayores niveles de eficiencia en todo el sistema de producción de clínker.



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10.1 BASE TEÓRICA FUNDAMENTAL

10.1.1 CINÉTICA DE LA REACCIÓN DE COMBUSTIÓN Al definir la Teoría Inorgánica de la Combustión que todos los combustibles industriales son combinaciones Carbono/Hidrógeno que siempre se disocian antes de reaccionar en forma elemental, simplifica el análisis y permite explicar con claridad todo lo que sucede en el interior del horno, definiendo las características de diseño, funcionamiento y regulación del quemador para conseguir un control operativo eficiente de todo el sistema de producción de clínker (Figura 10.1).

Figura 10.1 Sistema de Producción de Clínker: Precalentador-Horno-Enfriador

Entre ambos componentes del combustible, Hidrógeno y Carbono, se produce un comportamiento muy diferente. El Hidrógeno reacciona instantáneamente en presencia de oxígeno, al igual que cualquier otro gas presente en el medio de reacción (combustión homogénea gas-gas). El carbono reacciona en forma heterogénea, resultando determinantes la superficie de contacto con el oxígeno y la concentración de éste en el medio. De acuerdo al tamaño de las partículas de carbón, la velocidad de reacción podría variar entre algunos milisegundos para el hollín de 300 o 400 Anstrongs producto del craqueo del gas natural o el petróleo residual previamente gasificado, hasta algunos segundos para partículas de algunas decenas de micras de carbón pulverizado o coque producto del craqueo en fase líquida de combustibles líquidos (Figura 10.2).



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Figura 10.2 Si consideramos que el proceso de combustión se efectúa en 5 etapas: calentamiento, ignición, mezcla, reacción y desplazamiento de los gases de combustión, a través del conocimiento de la forma en que se desarrollan podemos demostrar que el manejo de la combustión y el control sobre la formación de llama constituyen, en lo fundamental, un problema de mecánica de fluidos. Siendo el horno cementero un excelente reactor de combustión, la radiación de la llama permite un rápido calentamiento hasta llegar al punto de ignición. El encendido o ignición es una pequeña explosión que se produce al cumplirse las 3 condiciones de inflamación y transcurre en milésimas de segundo, iniciándose la reacción de combustión.



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A partir del frente de llama, la cinética de la reacción dependerá fundamentalmente de los fenómenos de mezcla y la disponibilidad de oxígeno alrededor de las partículas de carbón para desarrollo de la combustión heterogénea, debido a que la reacción homogénea entre el CO desprendido y el oxígeno disponible también se desarrolla en forma rapidísima. La concentración del oxígeno mínima para desarrollo de la combustión dependerá de la capacidad del quemador para desplazar los gases quemados y reemplazarlos por aire comburente, utilizando para ello energía cinética aportada mediante impulsos axiales, radiales y rotacionales. Las partículas de carbón que finalmente son las que determinan el tiempo de reacción y por tanto la longitud de la llama no resultan manejables como factor de control de la reacción, sino que deben permanecer en suspensión dentro del flujo de los componentes gaseosos para favorecer la cinética de la reacción, como puede apreciarse en la Figura 10.3. Una condición estacionaria de la partícula respecto a los fujos dominantes favorece la superficie de contacto para reacción heterogénea.

Figura 10.3

Cinética de la reacción en función del desplazamiento relativo de la partícula de carbón



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En consecuencia, el trabajo del quemador y la conformación de llama en el horno cementero constituyen, en lo fundamental, un problema de mecánica de fluidos. La aplicación de impulsos en los flujos dominantes (aire primario y/o gas natural) establecen las condiciones de formación y ubicación de la llama, regulando la velocidad de succión del aire secundario y la turbulencia de mezcla. La mecánica de fluidos aplicada permite controlar la disponibilidad de oxígeno para combustión homogénea (gas-gas) instantánea del hidrógeno y combustión heterogenea por difusión molecular y térmica de las partículas de carbón. Las exigencias de turbulencia en la mezcla y desplazamiento de los productos de combustión, en relación directa con el tamaño y reactividad de las partículas de carbón permitirán dominar la cinética de la reacción de combustión. La cinética de la reacción de combustión determinará el tiempo de permanencia del carbón en estado incandescente, constituyendo la manifestación visible de la combustión y definiendo la emisividad de la llama y las condiciones de transferencia de calor en el interior del horno. La proporción de calor transferido por radiación, convección y conducción define las zonas del horno y la forma en que se desarrolla el proceso, influenciamdo el rendimiento del sistema y la calidad del clínker producido.

Para pretender dominar la tecnología del quemador, regular su funcionamiento y poner la llama en su sitio en el horno cementero, resulta necesario disponer de conocimientos básicos en estos 3 campos fundamentales : Mecánica de fluidos, cinética de la reacción de combustión y transferencia de calor.

10.1.2 MECÁNICA DE FLUIDOS APLICADA A LA COMBUSTIÓN EN EL HORNO CEMENTERO En el horno cementero se aplica perfectamente lo expuesto en el Capítulo III en relación con la combustión como proceso fisicoquímico, mostrando que el desarrollo de la combustión y el control sobre la formación de llama es fundamentalmente un problema de mecánica de fluidos. Para un adecuado manejo de la mecánica de fluidos en el horno cementero, resulta conveniente definir las funciones de los fluidos involucrados: combustible, aire primario y aire secundario:



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a) Combustibles Los combustibles que se presentan como fluidos, líquidos y gases, pueden tener un comportamiento muy diferente en el horno cementero:

El petróleo se inyecta como líquido, pero al atomizarse consume toda su energía de presión (mecánica), craqueándose en fase líquida o gasificando para craquearse en fase gas, llegando finalmente a partículas de carbón. Su aporte de energía cinética para formación de llama es muy poco, llegando a influenciar la forma de la lla solamente por la longitud de la pluma.

El gas natural que se inyecta a alta presión para suministrar el aporte térmico

del horno, posee importante impulso y energ´pia cinpetica, pudiendo sustituir totalmente al aire primario como flujo dominante. Los quemadores que queman gas natural no necesitan aire primario.

b) Aire Primario Sin presencia de gas natural, el aire primario resulta el flujo dominante y su aporte representa el principal factor de diseño de los quemadores para hornos cementeros. La tobera del quemador forma un chorro que actúa sobre el aire secundario proveniente del enfriador en el medio restringido por la circunferencia del horno. El flujo de aire que emerge de la tobera es aire primario o gas natural, debiendo tener el impulso suficiente y necesario para succionar el aire secundario, determinando las condiciones de mezcla que permitan completar la combustión. La intensidad de mezcla determinará el tiempo de reacción y la longitud de llama.

c) Aire Secundario Representa el medio de recuperación del calor que abandona el horno con el clínker producido y aporta el oxígeno requerido para completar la combustión. Desde el punto de vista de energía mecánica le corresponde un papel pasivo, debiendo ponerse a disposición del aire primario que constituye el impulso dominante para formación de llama. Resulta de la mayor importancia que el aire primario no tenga impulso, para que pueda ser fácilmente succionado por el chorro de aire primario del quemador; para ello resulta de la mayor importancia el diseño del cabezal del horno y el equilibrio dinámico de presiones que debe mantenerse entre el tiro del horno y el tiro del enfriador. Los quemadores Unicanal quemando carbón con el sistema de molienda directa consistían exclusivamente de un tubo que lanzaba un solo chorro con carbón pulverizado y aire de transporte, formando una llama cónica que tenía que alargarse para no tocar las paredes de refractario y costra formada para protegerlo. En estos quemadores el cálculo del Impulso específico es directo (masa por velocidad) y no tienen swirl; todavía existen algunos en operación.



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Al producirse la incorporación del petróleo, el quemador incorpora un tubo central para alojar la lanza de atomización, en la cual se incorpora el sistema de doble control de presiones con impulso axial y radial, pretendiendo controlar la llama con los impulsos del combustible; el resultado fue el mismo, porque toda la energía cinética del combustible se consume en el trabajo de atomización, permaneciendo el aire como flujo dominante. En esta época los niveles de eficiencia resultaban muy pobres con llamas largas, clínker polvoso y bajos rendimientos. Al comprobar este punto los fabricantes, surgen los quemadores de segunda generación con toberas multicanal, dividiendo el aire en flujos axial y radial o rotacional para procurar dominar la formación de llama. También fallan al ubicar el impulso radial en la parte exterior y el axial en el centro. Con esta conformación, la llama cónica subsiste pero con mayor potencia, esta es la época de las manchas rojas, al pretender incrementar la potencia de combustión y acortar la llama, para favorecer la nodulización que favorece el trabajo de los enfriadores. Para evitar daños en el refractario los operadores le quitaban potencia al quemador, procurando ―alargar‖ la llama, pero en mecánica de fluidos no se alarga; al perder impulso la llama se desarma y ―se cae al techo‖ como puede observarse en la Figura 10.4.

Figura 10.4 Por convección la llama se cae al techo y no al piso.

Resulta inexplicable que haya tenido que transcurrir casi un siglo para que se determine la conveniencia formidable de la llama cónica hueca para el horno



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cementero, para lo cual simplemente tenía que ubicarse el impulso radial en el centro y el axial en la parte externa; con tal conformación el fuerte impulso axial succiona el aire secundario y la depresión en el interior de la llama permite conseguir que la llama se cierre en vez de abrirse.

Figura 10.5 Quemador con aire axial, rotacional y central para formación de llama cónica hueca (Diseño Combustión Industrial)

Los principales fabricantes de quemadores en el mundo, Pillard. KHD y FLS, compitieron en disminuir la proporción de aire primario, promocionando sus modelos por el ahorro que generaba la mayor proporción de empleo de aire secundario caliente. En esta competencia, Pillard sustituye el control de flujos por dámper por el desplazamiento longitudinal , ahorrando valiosa pérdida de energía cinética que le permite realizar el trabajo de formación de llama con un 7-8 %

Figura 10.6 Quemador Rotaflam de Pillard KHD Humboldt Wedag, considerando la necesidad de disponer de mayor impulso en el aire axial exterior no se fija en detalles y ubica un ventilador para el aire rotacional y un soplador exclusivamente para el aire axial, consiguiendo



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gran potencia en la llama, pero con problemas para mantener en operación continua el soplador. Adicionalmente incrementa su consumo eléctrico.

Figura 10.7 La potencia del Pyrojet FLS para competir en la carrera de desarrollo de quemadores con mayor potencia y menores proporciones sustituye el Swirlax de trabajo muy aceptable, por CENTRAX, ubicando soplador para los aires axial y rotacional, pero con un resultado desastroso, porque demasiado impulso distorsiona la succión del aire secundario que se produce por fricción entre dos fluidos con diferentes impulsos. Posteriormente desarrolla el Duotherm que también falla porque junta los dos aires antes de salir de la tobera; al prevalecer el radial, se formará llama cónica. Otros fabricantes de quemadores menos importantes solamente se han limitado a copiar los modelos exitosos incorporando algunas innovaciones, pero sin llegar a definir con claridad objetivos y lograr resultados definitivos. De todas estas experiencias, logramos concluir que resultaba muy fácil diseñar quemadores con las condiciones adecuadas para formar llama cónica hueca y aprovechar todas las ventajas que representa este tipo de llama en el horno cementero; para lograrlo, simplemente hemos investigado con criterio exclusivamente técnico y sin ningún tipo de consideración de carácter comercial. Todos los quemadores comerciales resultan solamente regulares en cuanto a la herramienta formidable de dominio sobre la combustión y formación de llama cónica hueca que resulta indispensable para un excelente control operativo del horno, pudiéndose modificar todos para alcanzar tales objetivos. Sin lugar a



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dudas, tal simplificación de tecnología no resulta un buen negocio en términos comerciales.

10.1.3 TRANSFERENCIA DE CALOR En el horno cementero se producen en forma intensiva las 3 formas de transferencia de calor: conducción, convección y radiación.

a) Transferencia de calor por CONDUCCIÓN. En un sólido opaco y homogéneo, es la transferencia de calor de una parte a otra del sólido, causada por la existencia de una diferencia de temperatura, sin que se produzca desplazamiento de materia. La conducción implica la transferencia de energía cinética de una molécula a otra adyacente, siendo éste el único mecanismo del flujo calorífico en un sólido. Por ejemplo, la transmisión de calor a través de los ladrillos de un horno o de la envolvente metálica de un caldero, se efectúa por conducción desde la parte interior hacia la exterior. En sólidos transparentes (ejemplo: el vidrio), parte de la energía se transfiere por radiación y parte por conducción. La transmisión de calor por conducción está regida por la Ley de Fourier, que en el caso de flujo unidireccional viene dada por la siguiente expresión:

Q = U . A. (T1 – T2) = A. (T1 – T2) = A. tl — t2 (Kcal/h x m2) e/k R Donde:

Q = calor transmitido por conducción por m2 y hora (Kcal/h.m2) T1 = temperatura de la zona más caliente (0C) T2 = temperatura de la zona más fría (0C) k = conductividad térmica del material (función de la temperatura)

(Kcal/h x m2C) m

e = espesor del sólido en la dirección de la transmisión (m) R = resistencia térmica del sólido (ºC x h x m2)

Kcal La transferencia de calor por conducción:

aumenta cuando aumenta la conductividad térmica del material. aumenta cuando aumenta la temperatura de la zona más caliente. aumenta cuando disminuye la temperatura de la zona más fría.



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disminuye cuando aumenta el espesor. En el horno cementero se produce transferencia de calor por conducción en el material en proceso, en el interior de cada partícula y nódulo, y a través de costra, refractario y chapa del horno, determinando el nivel de pérdidas por radiación y convección hacia el exterior (Figura 10.8).

Figura 10.8 b) Transferencia de calor por CONVECCIÓN La transmisión de calor por convección se refiere generalmente a a la transferencia de calor desde la superficie límite de un sólido a un fluido, debido a las diferencias de densidad entre las zonas calientes y frías del mismo (convección natural), pudiendo favorecerse este movimiento por medios mecánicos (convección forzada). Para calcular el calor transmitido por convección se aplica la fórmula: Q = hm . (ts – tm) = ts - tm = ts - tm (Kcal/h x m2) 1 R



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hm Donde:

Q = Calor transmitido al fluido desde la superficie de un sólido por m2 (Kcal/h . m2). H = coeficiente de transmisión desde la superficie al fluido sin incluir la energía radiada (Kcal/h x m2 ºC) ts = temperatura de la superficie del sólido (0C) tm = temperatura media del fluido (0C)

R = resistencia térmica 0C x h x m2 Kcal La transferencia de calor por convección: - aumenta cuando aumenta ts - aumenta cuando disminuye tm - aumenta cuando aumenta el valor de hm


Varía con:

- Las propiedades físicas del fluido (conductividad térmica, densidad, calor especifico, viscosidad).

- Dimensiones del aparato - Velocidad del fluido - Existencia de cambio de fases - incremento de temperaturas

En el horno cementero se produce transferencia de calor por convección en todo el volumen del horno, en contracorriente entre los gases circulantes calientes con el material en proceso y el revestimiento interno del horno (Figura 10.9).



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Figura 10.9 Pérdidas de calor por convección

c) Transferencia de calor por RADIACIÓN. Es la transferencia de calor mediante energía radiante que parte de la superficie de la sustancia emisora en todas direcciones y que no necesita de un soporte material. Cuando esta energía alcanza otro cuerpo, parte de ella puede reflejarse, otra parte puede ser transmitida a través del cuerpo receptor, cuando es diatérmico y finalmente el resto es absorbida. La radiación térmica se asocia a una radiación electromagnética con un intervalo de longitudes de onda entre 0,01 y 100 micras.



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Figura 10.10 Transferencia de calor por radiación desde la llama al material y las paredes.

Para calcular el calor transmitido por radiación se aplica la fórmula: Q = c. e. (T1

4 - T24) Kcal/hm2

en donde: Q : calor emitido por radiación por m2 y hora (Kcal/h.m2) C = constante de valor = 4,88 x 10-8 Kcal/ h.m2. 0K4 e = emisividad del material, que depende de la naturaleza del cuerpo radiante. T1 = Temperatura del cuerpo emisor 0K (0C + 273) T2 = Temperatura del cuerpo receptor °K (0C + 273) Para efectos del trabajo del horno en la zona crítica, la transferencia de calor por radiación desde la llama resulta un factor de la mayor importancia, debiendo destacarse que :

Resulta proporcional a la temperatura elevada a la cuarta potencia. La

temperatura de llama varía con el exceso de aire de combustión y la temperatura del aire secundario, en la forma que se muestra en la Figura 10.11.



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Figura 10.11

Resulta proporcional a la emisividad de la llama, la cual a la vez depende de la permanencia de las partículas en estado incandescente. La emisividad de llamas de carbón, petróleo y gas natural se puede observar en la Figura 10.12.

La baja emisividad de las llamas de gas natural debe procurar compensarse,

demorando la disponibilidad de las partículas para que se produzca el hollinamiento que favorezca la emisividad y transferencia de calor por radiación.

Figura 10.12 10.2 COMBUSTIÓN EN EL HORNO CEMENTERO

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

2 4 6 8 10 12 14 16

EM

ISIV

IDA

D

RELACION (C/H)

EMISIVIDAD DE LLAMA

GAS NATURAL

PETROLEOCARBON



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Los fundamentos teóricos que los ingenieros y técnicos de plantas cementeras deben tener claros respecto a la combustión se refieren al combustible, el comburente, la reacción química, que se manifiesta en forma visible como la llama, y al propio horno como reactor o cámara de combustión.

a) Respecto al combustible: Todos los combustibles industriales son combinaciones de Carbono e Hidrógeno en una proporción variable; en relación directa con su relación C/H serán gases (metano : C/H=3), líquidos (combustóleo : C/H=8) o partículas de carbón mineral. El Azufre y otros componentes minoritarios pueden considerarse como impurezas.

Figura 10.13



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Aunque en diferente forma, todos los combustibles llegan a la partícula de carbón, antes de reaccionar con el oxígeno para convertirse en gases de combustión y liberar su poder calorífico, como se puede observar en la Figura 10.14. La clasificación de los combustibles industriales en función de su estado físico siempre resulta la más adecuada, considerando al gas natural, el combustóleo y el carbón mineral, combustibles primarios alrededor de los cuales se agrupan todos los demás (Figura 10.13). Para el caso de los hidrocarburos la relación C/H nos indica la facilidad con la que se queman; así, el más fácil de quemar será el metano y el más difícil el asfalto. En la Figura 10.14 se presenta la relación entre poder calorífico y la relación C/H para el caso de los hidrocarburos.

El gas natural se inyecta directamente y al disociarse por efecto térmico (craqueo) forma partículas microscópicas de hollín (400-500 A°) que reaccionan con mucha facilidad y rapidez.

El combustóleo debe recepcionarse en tanques de almacenamento, calentarse

para bombeo y atomización, llegando al reactor como gotas que deben evaporarse y disociarse. Si el craqueo se produce en fase líquida se formarán partículas de coque de 30-40 micras; si el craqueo se produce en fase gaseosa, se formará hollín similar al del gas natural.

El carbón debe recepcionarse, transportarse y molerse hasta el tamaño que

resulte adecuado para un eficiente manejo de la formación de llama, en función de su contenido de volátiles y su capacidad de coquificación.



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Figura 10.14 b) Respecto al comburente El comburente generalmente utilizado para aportar el oxígeno requerido por la combustión es el aire. Para todos los efectos prácticos resulta válido considerar la composición del aire siguiente: Componente Volumen(%) Peso (%) Nitrógeno : 79 77 Oxígeno : 21 23 El requerimiento de aire para combustión resulta un factor diferencial importante entre los combustibles primarios. Para generar 1000 kcal utilizando carbón se producen 1.24 m3N, utilizando combustóleo 1.31 m3N, y con gas natural, 1.47 m3N de gases de combustión. El enriquecimiento del aire con oxígeno se justifica sólo para efectos de normalización en casos de combustión en altura. En la Figura 10.15 se muestra la variación de la presión atmosférica con la altura, a partir de la cual se puede calcular el contenido de la masa de Oxígeno (O2)/m

3 de aire.

Molienda

de Carbón

Ventilador

Combustión

de VolátilesCoque

(30 - 40

AtomizaciónCoque


de Combustóleo

Bomba Calentador

Hollín

(<1

Disociación

del MetanoHollín

(<1Regulación de

Gas Natural



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Figura 10.15 Como lo que realmente cuenta en el comburente es el aporte de masa de oxígeno por metro cúbico, observemos como varía con la altura: A 0 msnm : 1m3 --->297 gr de 02 A 1000 msnm : 1m3 --->241 gr de O2 A 2000 msnm : 1m3 --->227 gr de O2 A 3000 msnm : 1m3 --->192 gr de O2 A 4000 msnm : 1m3 --->170 gr de O2 A 5000 msnm : 1m3 --->141 gr de O2 Para entender el efecto de la temperatura sobre el mismo factor observemos como se comporta la disponibilidad de masa de oxígeno por metro cúbico de aire al calentarse el aire secundario: A 0 ºC : 1m3 --->297 gr de 02 A 100 ºC : 1m3 --->216 gr de O2 A 200 ºC : 1m3 --->172 gr de O2 A 300 ºC : 1m3 --->133 gr de O2 A 500 ºC : 1m3 --->105 gr de O2 A 1000 ºC : 1m3 ---> 67 gr de O2



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En la misma forma y con el mismo derecho que en el caso de los combustibles, también se puede asumir un poder calorífico del aire, en relación con el calor que es capaz de liberar al combinar su contenido de oxígeno con la cantidad de masa correspondiente de carbón. c) Respecto a la reacción: La única forma de reacción que se presenta es la básica, es decir: C + O2 ==> CO2 y 2H + 1/2O2 ==> H2O Todas las formas de hidrocarburos se desdoblan a la forma elemental (C y H2) antes de reaccionar con el O2 del aire. Así puede comprobarse en el Cuadro 10.1 que muestra las reacciones de combustión elementales y la forma en que reaccionan el metano y el propano, procediendo primero a disociarse y luego reaccionar en forma elemental.

Cuadro 10.1

CARBONO C + O2 ---- CO2 97600 (kcal/kmol)

CARBONO C + 1/2 O2 ---- CO 29400 (kcal/kmol)

MONOXIDO

DE CARBONO CO + 1/2 O2 ---- CO2 68400 (kcal/kmol)

HIDROGENO H2 + 1/2 O2 ---- H2O 58200 (kcal/kmol)

69100 (kcal/kmol)

AZUFRE S + O2 ---- SO2 138600 (kcal/kmol)

CH4 + 2O2 --- CO2 + 2H2O 192500 (kcal/kmol)

214300 (kcal/kmol)

Energía de disociación 21500 (kcal/kmol)

METANO C + O --- CO (97600) (kcal/kmol)

2H2 + O --- 2H2O (116400) (kcal/kmol)

Calor de combustión total 214000 (kcal/kmol)

Poder calorífico superior 214300 (kcal/kmol)

Poder calorífico inferior 192500 (kcal/kmol)

C3H8 + 5O2 --- 3CO2 + 4H2O 185100 (kcal/kmol)

528700 (kcal/kmol)

Energía de disociación 40500 (kcal/kmol)

PROPANO 3C + 3O2 --- 3CO2 (292800) (kcal/kmol)

4H2 + 2O2 --- 4H2O (232800) (kcal/kmol)

Calor de combustión total 525600 (kcal/kmol)

Poder calorífico superior 528700 (kcal/kmol)

Poder calorífico inferior 485100 (kcal/kmol)



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El cálculo del calor de combustión menos el calor de disociación resulta coincidente con el poder calorífico determinado en bomba calorimétrica. La relación C/H define la facilidad con que se queman en razón de que el Hidrógeno combustiona instantáneamente (combustión homogénea gas-gas), dejando siempre una partícula sólida de carbón que reaccionando por difusión térmica y molecular, determina la cinética de la reacción y las características de la llama. La forma en que se produce la reacción heterogénea sólido-gas de la partícula de carbón se muestra en la Figura 10.16. La reacción heterogénea siempre se produce en 2 etapas, formando primero CO, el cual reacciona con el oxígeno disponible para completar la reacción y formar CO2 .

Figura 10.16 El tamaño de la partícula de carbón resulta un factor fundamental en este sentido:



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En el caso del gas natural, las partículas de carbón serán microscópicas (500

A°) , su combustión muy rápida y la llama muy corta, poco luminosa y de baja emisividad.

En el caso del combustóleo, las partículas de carbón producto del craqueo en fase líquida serán de tamaño considerable (10-100 micras), demorando más su combustión, con llamas muy luminosas y emisivas.

En el caso de carbón mineral, el tamaño de partículas se maneja en la molienda

en función de su contenido de volátiles (10-100 micras), influenciando así la velocidad de combustión con llamas siempre luminosas y emisivas. Todos los demás combustibles industriales entrarán en uno de los campos de estos 3 combustibles primarios. d) Respecto al reactor El Horno cementero constituye un excelente reactor para que se desarrolle el proceso de combustión (Figura 10.17).

Figura 10.17

Si consideramos que el diámetro útil y los primeros 15 metros del interior del horno constituyen la cámara de combustión, la presencia de costra de alta emisividad y la calidad exotérmica de las reacciones de clinkerización determinarán alta concentración de calor para mantener las altas temperaturas requeridas por el proceso.



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La circunferencia del horno representa la máxima disponibilidad de espacio para controlar las tres te´s de la combustión: tiempo, temperatura y turbulencia.

El tiempo de reacción se manifiesta en la longitud de la llama y resulta determinado por la temperatura del medio y las condiciones de mezcla. La temperatura en el horno cementero es favorecida por la máxima concentración de calor, mínima dispersión a través de las paredes y reacciones exotérmicas en el proceso. La turbulencia que determina las condiciones de mezcla que aseguren la disponibilidad de aire con oxígeno alrededor de las partículas de carbón, es el factor que se maneja directamente con el quemador. La disponibilidad de este excelente reactor determina la exigencia de trabajar en el horno cementero con niveles de exceso de aire mínimos, siempre que no existan otras razones para disponer de una atmósfera más oxidante, La escasa disponibilidad de masa de O2 que aporta el aire secundario a elevadas temperaturas obliga a disponer de una gran potencia en el quemador para compensarla con calidad de mezcla en base a turbulencia, a través del aporte de los impulsos requeridos para formar llama cónica hueca. e) Respecto a la llama La llama es la manifestación visible de la combustión producto del estado incandescente de las partículas de carbón en proceso de combustión y las cenizas del combustible. Su emisión en el espectro visible permite observar y controlar donde y como se efectúa la combustión. La energía cinética y el grado de turbulencia aportados por el quemador deben permitir regular las condiciones de mezcla y delimitar la zona de reacción en la forma que se ajuste al máximo aprovechamiento del volumen útil, formando una llama lo más corta y ancha que resulte posible sin afectar la costra y el revestimiento refractario. La forma de la llama resulta controlada mientras existe energía cinética para mantener el impulso del fluido dominante; a partir de este punto, si no se ha completado aún la combustión, continuará pero en forma descontrolada dentro de la masa de gases circulantes, pero en forma cinéticamente limitada, debido a la escasa disponibilidad de oxígeno y tratarse de un flujo laminar. Basados en estos conceptos podemos afirmar que la llama puede acortarse o alargarse dentro de límites muy estrechos; resulta más correcto mencionar que se logra una buena formación de llama o en su defecto, la llama se desarma.



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La importancia de disponer de una llama corta para favorecer la nodulización del material en proceso antes de que se produzca la nodulización y la mayor protección que proporciona a la costra y refractario la forma de soplete que caracteriza a la llama cónica hueca, permite establecer que constituye la única opción elegible en la actualidad. Los quemadores deben tener la capacidad de formar llama cónica hueca; en su defecto, deben ser cambiados o modificados para cumplir este objetivo.

Figura 10.18 ¡El horno cementero que no trabaje con llama cónica hueca no tiene

oportunidad de sobrevivir! 10.3 COMBUSTION Y CLINKERIZACION EN EL HORNO ROTATORIO La forma en que se maneja la combustión en el horno influye directamente en la forma en que se desarrolla el proceso y en la calidad del clínker producido. Recordemos que en el Horno Rotatorio el proceso se puede dividir en las siguientes etapas finales : Transición, Nodulización, Clinkerización y Enfriamiento, las cuales podemos definirlas en los siguientes términos:

a) Transición : Sin importar lo anterior (vía seca o húmeda), siempre se llega a esta etapa en la cual el material, después de descarbonatar, debe calentarse hasta alcanzar los niveles térmicos de formación de fase líquida.

Objetivo : Lo más corta posible.



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b) Nodulización : Al presentarse fase líquida el material debe comenzar a aglomerarse en nódulos. Resulta de fundamental importancia que todo el material nodulice antes de clinkerizar, en razón de que las reacciones de clinkerización se efectúan con mayor eficiencia y mejores resultados en el interior de cada nódulo.

Objetivo : Lo más larga posible. c) Clinkerización : La reacción final entre el C2S y el CaO para formar la alita (C3S).

Si todo el material ha sido conformado en nódulos, el tamaño de cristales de C3S es moderado y poco el clínker polvoso.

Objetivo : Suficiente. d) Enfriamiento : Antes de caer al enfriador el clínker, la fase líquida debe

solidificarse, por lo cual debe volver a alcanzarse el punto de fusión, en este caso en sentido contrario. Al producirse el enfriamiento. también se fija la estructura de los silicatos formados.

Objetivo : Suficiente ¿Como influencia la llama la definición de zonas en el horno? La influencia de la llama sobre la definición de zonas en el horno tiene que ver directamente con la transferencia de calor, en razón de la gran diferencia que existe en este sentido entre la radiación y la convección; mientras que la transferencia de calor por radiación es proporcional a la temperatura elevada a la cuarta potencia, la transferencia de calor por convección y conducción lo es a la potencia unitaria. Una llama corta y radiante determina que la transferencia de calor por radiación se concentre en una zona más corta del horno, lo que permite mayor oportunidad para la nodulización. Los nódulos formados, cuando llegan a la zona radiante se calientan violentamente, llegando a la temperatura de clinkerización. El alargamiento de llama no existe; cuando no se logra mantener la forma de la llama por deficiencia de energía cinética en el flujo de aire primario, es decir, no se tiene suficiente potencia en el quemador, lo que sucede es que la llama se deforma y desarma, y a partir de ese punto, la combustión se produce en forma descontrolada a lo largo y ancho de todo el tubo del horno, lo que resulta la principal causa de la formación irregular de costra y anillamientos. Esta combustión descontrolada determina que al mismo tiempo se nodulice y clinkerice; el clínker formado en partículas individuales ocasiona el crecimiento de cristales de C3S, los cuales ya no llegan a aglomerarse y constituyen el clínker polvoso que tantos problemas ocasiona en el enfriador y el propio horno. En la Figura 10.19 se muestra la posición de llama en el horno y la definición ideal de zonas en función de la transferencia de calor por radiación.



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Figura 10.19 Desde el punto de vista de la combustión, también la llama debe ser lo más corta posible, para aprovechar al máximo el horno como cámara de combustión sin llegar a afectar la estabilidad de costra y refractario. Como se verá más adelante, la formación de la llama cónica hueca favorece en forma importante el cumplimiento de este objetivo. 10.4 ANÁLISIS DEL DISEÑO Y FUNCIONAMIENTO DEL QUEMADOR

PRINCIPAL



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10.4.1 FUNCIONES Y CONDICIONES BÁSICAS DEL QUEMADOR EN HORNOS CEMENTEROS

Las 5 funciones que cumplen los quemadores en general son: aportar aire y combustible, mezclarlos, encender la mezcla y desplazar los productos de la combustión. Analicemos tales funciones para el caso del horno cementero: Aportar combustible : La regulación del flujo de combustible y las condiciones en que ingresa al quemador se determinan en las operaciones de precombustión.

Aportar aire : Para regulación de la llama, el quemador recibe aire primario aportado por ventiladores y sopladores. El aire secundario es aportado por los ventiladores del enfriador y regulado por el tiro del ventilador exhaustor.

Mezclar aire y combustible : Esta es la principal función de los quemadores en hornos cementeros, utilizando para ello la energía cinética aportada con el aire primario y/o el combustible..

Encender la mezcla : En un horno cementero, esta operación se efectúa sólo en cada arranque del horno después de parada larga y con un quemador auxiliar.

Desplazar los gases : El desplazamiento de los productos de la combustión lo efectúa el tiro que impulsa el ventilador exhaustor. En consecuencia, la función principal del quemador en hornos cementeros es la regulación de las condiciones en que se efectúa la mezcla combustible-aire, y a través de ella, controlar las característica de la llama (Figura 10.20). Las condiciones básicas que debe cumplir cualquier quemador industrial son las siguientes : Adecuado a la cámara de combustión, margen de regulación suficiente, estabilidad de funcionamiento, control sobre la llama y seguridad de operación.



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Figura 10.20 En el caso del horno cementero: La cámara de combustión es el horno mismo; el quemador deberá ser capaz de generar una llama que aproveche al máximo el diámetro útil, completando la combustión a lo largo del tubo, sin impactar las paredes del horno ni el material en proceso.

El margen de regulación exigido es estrecho para condiciones normales de

operación, por constituir un objetivo fundamental el aprovechamiento permanente de la máxima capacidad instalada, pero podría resultar necesario cuando se tiene que bajar carga para superar inconvenientes en la alimentación u otra circunstancia operativa.

La estabilidad de funcionamiento es una condición fundamental e

imprescindible para quemadores de hornos cementeros. El control sobre la llama también resulta importante y es uno de los factores

que más depende directamente del quemador. La llama debe ser lo más corta y ancha que resulte posible sin afectar la costra y/o el refractario. En la actualidad, la capacidad para formación de llama cónica hueca constituye un requisito indispensable para los quemadores de hornos cementeros.



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La seguridad de operación de quemadores en hornos cementeros exige la instalación y funcionamiento de dispositivos que eliminen el riesgo de accidentes, adecuados para cada uno de los combustibles utilizados. En consecuencia, podríamos definir que el quemador del horno cementero básicamente cumple la función de controlar la velocidad de la reacción de combustión regulando la mezcla aire-combustible y que resulta conveniente que la llama formada sea lo más corta y ancha posible, para lo cual la forma cónica hueca resulta ideal, permitiendo mayor disponibilidad de la longitud del horno para las operaciones que se efectúan con menos eficiencia de transferencia de calor (Figura 10.21).

Figura 10.21 Las zonas frías del horno cementero



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10.4.2 DEFINICIÓN DE PARÁMETROS DE DISEÑO Y REGULACIÓN La observación visual directa o en el monitor de televisión de la llama puede resultar un efectivo sistema de vigilancia de la formación de llama, pero no resulta suficiente para pretender regular el trabajo del quemador. Para hacerlo correctamente resulta necesario definir con precisión parámetros que puedan medirse y evaluarse en términos cuantitativos claros y precisos. Existe una notable diferencia entre la tecnología aplicada para diseñar un quemador y la requerida para regularlo. Los ingenieros de planta deben conocer las características de diseño y dominar los parámetros de regulación. Siempre se ha considerado el diseño de quemadores para hornos cementeros como una especialidad de alta tecnología, lo que explica el hecho de que sean muy pocos los fabricantes y proveedores de estos equipos a nivel mundial. La información técnica que entregan los fabricantes con los equipos se limita a aspectos de montaje y mantenimiento, incluyendo recomendaciones muy generales en cuanto a los criterios y parámetros de regulación. Al comprometer con su adquisición la puesta en servicio, la regulación inicial de funcionamiento del quemador la efectúan especialistas del proveedor de cuya buena voluntad depende la capacitación y entrenamiento del personal de planta, el cual se limita a fijar en la mente los parámetros que conducen al cumplimiento de las exigencias comprometidas respecto a rendimiento del horno. En los catálogos del quemador y el entrenamiento que se proporciona al personal encargado de la recepción de la planta no se proporciona información sobre detalles de diseño, lo cual podría resultar justificado, pero se procura orientar la atención de quienes se preparan para manejar el quemador hacia el combustible, lo cual termina confundiendo cuando se les dificulta encontrar en la práctica lo que no existe. El manejo de la combustión y el control de llama en el horno cementero es un problema de mecánica de fluidos. En el nivel actual de desarrollo de la tecnología podemos afirmar con seguridad que todos los detalles referidos al diseño del quemador pueden y deben ser conocidos por los usuarios, para poder controlar con seguridad y eficiencia los parámetros de regulación adecuados para cada quemador individual. En términos generales todos los quemadores se basan en el mismo principio de funcionamiento y ahora ya está claro que todos deben ser diseñados para poder conformar una llama cónica hueca. Para cumplir tal objetivo se distribuye y dimensiona los canales y orificios de descarga de flujos en la tobera, manejándose las tendencias axial, radial y rotacional.



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Cada quemador instalado y en funcionamiento, con todos los detalles de diseño previstos, debe disponer de nomogramas y/o curvas de operación que faciliten su adecuada regulación y control operativo. Resulta imposible efectuar una regulación adecuada del quemador sin conocer los flujos dominantes y las secciones de salida para calcular los impulsos que determinan la forma y longitud de la llama. Para establecer en forma práctica los requerimientos que debe aportar el quemador para formar la llama correcta, tomando en cuenta las funciones y condiciones del quemador expuestas anteriormente y poder expresarlas en conceptos cuantificables, resulta conveniente que efectuemos previamente la correspondiente determinación de magnitudes y unidades utilizadas. Ecuaciones Dimensionales : Masa : M Longitud : L Tiempo : T Flujo másico : MT-1

Velocidad :LT-1 Impulso o fuerza (I) : MLT-2

Energía Cinética (Ec) : ML2T-2 Potencia de Flujo (P) : ML2T-3

Unidades del Sistema Internacional ( SI ):

Impulso o fuerza: kg . m/s2 : 1 N (Newton) Energía Cinética: kg . m2/s2 : 1 N . m : 1 J (joule) Potencia: kg . m2/s3 : 1 N . m/s : 1 J/s : 1 W (watt)



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El Impulso representa la fuerza que tiene el chorro que emerge del quemador y que permite disponer de una cantidad correspondiente de energía cinética para regular la mezcla de fluidos. Esta energía cinética definida en el tiempo, se convierte en potencia, demostrando como siempre la validez de la ley de conservación de energía, dado que la potencia requerida para disponer del impulso y la energía cinética es aportada por la fuente de impulso (ventilador, soplador o compresor), que transforma otra forma de energía (eléctrica) en energía mecánica para impulsar el fluido (aire o gas) y disponer de suficiente energía cinética para control de formación de la llama, con la potencia requerida. Para mayor claridad podemos expresar este balance energético en la siguiente forma:

La masa de 1 Kg en un segundo constituye un flujo másico de 1Kg/seg. 1 Kg/seg con una velocidad de 1 m/seg constituye un impulso de 1 Kg-m/seg2,

es decir, 1 Newton. El impulso o fuerza de 1 Newton aplicada en la longitud de un metro constituye

1 kg-m2/seg2= 1 Newton.m = 1 Joule. La energía de 1 Joule aplicada durante un segundo constituye 1 kg-m2/seg3 =

1 Joule/seg = 1 watt. En el sistema del quemador, si deseamos disponer de la potencia de 1 watt de potencia en la punta del quemador, tendremos que aplicar en el motor que impulsa el giro de los álabes del ventilador 1 Watt más las pérdidas de energía del circuito para impulsar 1 Kg/seg con una velocidad .de 1 m/seg durante 1 seg.

A) Impulso específico (Is) Todos los combustibles son básicamente lo mismo y se queman en la misma forma, pero no con la misma cinética de reacción. De acuerdo con su facilidad para quemarse, dependiente finalmente de la reactividad de la partícula de carbón en la que todos terminan, cada combustible requerirá de diferentes condiciones de mezcla y turbulencia para asegurar su combustión completa, resultando necesario definir un concepto o parámetro que permita cuantificar tal exigencia.



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Estableciendo una relación entre la cantidad de energía térmica que se debe liberar en la combustión y la energía cinética requerida para controlar las condiciones de combustión y formación de llama, definimos el Impulso Específico que resulta de dividir la suma de todos los momentos elementales de los flujos que salen por la tobera (Newtons) entre la cantidad total de calor liberado en la combustión y calculado a partir del poder calorífico de los combustibles utilizados en un periodo de tiempo (Gigacalorías). Así, tenemos: IMPULSO ESPECIFICO = Newtons/Gcal/h Podemos asumir que el requerimiento de Impulso específico quedará determinado por la cinética de la reacción de combustión, dependiendo directamente del comportamiento de las partículas de carbón como nucleo fundamental de la reacción. La necesidad de turbulencia para determinar las condiciones de mezcla y reacción resultarán menores para el hollín de 400 –500 A° procedente de la disociación del metano del gas natural o del craqueo en fase gaseosa de combustibles líquidos, algo más exigentes para el coque producto del craqueo en fase líquida o las partículas de carbón pulverizado bituminosos (10-30% de volátiles) y extremas cuando se tiene que quemar partículas de coque o carbón con bajo contenido de volátiles (antracita o coque de petróleo) muy difícil de quemar, Los valores habituales de Is para hornos convencionales son : Carbón : 5-6;Pet - Coke : 6-8; Fuel Oil : 5 N/Gcal/h, pero cada horno constituye un caso especial para el cual debe determinarse la condición de Is ideal, en función de las características de la instalación, el tipo de proceso, el tipo de enfriador, los combustibles utilizados, las exigencias de la atmósfera del horno, etc. B) FUERZA ROTACIONAL - SWIRL (S) En quemadores unicanal el momento específico podría resultar suficiente para evaluar el comportamiento del quemador y la formación de llama, pero al surgir los quemadores multicanales, el diseño del quemador y su regulación determinan si todo el impulso se orienta en forma axial o si se les aplica una determinada proporción de impulsos rotacionales y radiales.



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Para establecer cuantitativamente este efecto, se define el concepto de Fuerza Rotacional (SWIRL) que influencia el grado de turbulencia del flujo dominante, la incorporación del aire secundario a la masa reaccionante y las condiciones de formación de llama. El cálculo de la fuerza rotacional puede resultar complicado debido a la influencia de múltiples factores de diferente naturaleza física, química y termodinámica. Matemáticamente la fórmula utilizada para calcular la fuerza rotacional, conocida en la práctica como el swirl< S >, queda definido mediante la siguiente fórmula : FR = S (Swirl) (%) = 100 Mr / (M rx . De)

Donde : Mr : Momento rotacional del flujo Mr = Ir . rg .Tg ar

Ir : Impulso rotacional rg : radio de giro de la roseta= (2/3 .(re

3 - ri3)/ (re

2 - ri2)

ar : Tangente del ángulo de los álabes de la roseta Mrx : Momento total del flujo dominante (axial + rotacional) De: Diámetro ponderado de la tobera Recordando que todos los combustibles terminan quemando como partículas individuales de carbón, en función de su tamaño y reactividad, requerirán mayor o menor potencia específica y grado de turbulencia para retardar o acelerar la cinética de la reacción de combustión, la liberación de calor y la formación de llama. El valor del Swirl se interpreta como la proporción del impulso que tiene tendencia rotacional y se expresa como porcentaje. Para hornos cementeros tubulares, normalmente se maneja porcentajes entre 10 y 30%.

Un valor de 10% resulta una fuerza rotacional baja y condiciones mínimas de turbulencia. Valores inferiores producirán una tendencia hacia el alargamiento de llama, a menos que se disponga de un elevado impulso.

Un valor de 30% representa una fuerza rotacional alta y máxima turbulencia;

valores mayores podrían representar una peligrosa tendencia al acortamiento y ensanchamiento de llama. Los quemadores de gas natural manejan valores de swirl nulos o muy bajos, en razón de que resulta conveniente demorar la velocidad de mezcla y



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disponibilidad de oxígeno para permitir la presencia de hollín incandescente que favorezca la emisividad de la llama, pero manteniendo la conformación de llama cónica hueca para evitar el impacto de gases muy calientes de combustión sobre costra y refractario. En los quemadores para antracita o pet coke, se maneja valores máximos de swirl, requeridos para permitir la máxima disponibilidad de oxígeno alrededor de las partículas de coque para favorecer la cinética de la reacción heterogénea y acortar la llama. . Valores mayores de swirl pueden utilizarse para formar otros tipos de llamas, llegando al extremo de 100 % cuando se desea formar una llama completamente plana.

C) Diagramas y Nomogramas para regulación de quemadores Siendo requisito indispensable para regular las condiciones en que se desarrolla la combustión y la formación de llama el conocer el Impulso específico y el swirl del quemador, será necesario disponer de los elementos necesarios para calcularlos. Los flujos relativos pueden medirse directamente y las secciones de salida deben conocerse por ser características de diseño. En este caso, se podrá disponer de un diagrama como el que se muestra en la Figura 10.24 y que permite disponer directamente de las velocidades en la punta de los flujos axial y rotacional, cuando se efectúan mediciones de caudales en los conductos respectivos. Cuando se tienen toberas con secciones fijas y se regulan los flujos mediante válvulas tipo mariposa, se puede construir gráficos caudal vs presión estática para cada flujo individual, lo que evita tener que efectuar mediciones con pitot cada vez que se quiere efectuar una regulación. Cuando la regulación se efectúa mediante la variación de las secciones por desplazamiento de los tubos, se tendrán que construir gráficos caudal vs posición en la escala respectiva. Este trabajo tiene que efectuarse en frío realizando mediciones de caudal para cada punto de la escala, tomando en cuenta la posibilidad de que varíe la sección con la dilatación que se produce cuando el quemador se encuentre en operación. La construcción de nomogramas de operación para cada quemador en forma particular permitirá facilitar el trabajo de análisis y evaluación operativa que resulta indispensable para efectuar la correcta y adecuada regulación de



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impulsos para tener un perfecto control sobre la formación de llama, manteniendo condiciones estables en el proceso de combustión que aporta calor al sistema de producción de clínker.

Figura 10.22



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10.4.1.1 EVOLUCIÓN DEL DISEÑO DEL QUEMADOR Y FORMACIÓN DE LLAMA

10.4.3 LLAMA CÓNICA HUECA El objetivo de disponer de una llama lo más corta que resulte posible sin afectar el refractario siempre resultó complicado por la tendencia de la llama a ensancharse, debido al aumento de volumen que produce la combustión. Los quemadores unicanal forman una llama en forma de antorcha que resulta complicado acomodar en el horno sin incurrir en cierta tendencia al alargamiento. Los quemadores divergentes representan una buena posibilidad cuando se puede conseguir condiciones fijas y permanentes de combustión, pero ello resulta utópico en un horno cementero, por lo cual representa una condición de permanente riesgo para costra y refractario. Para superar estos inconvenientes, se ha efectuado muchos esfuerzos con diversos resultados, pero la solución definitiva surgió de la investigación realizada por los fabricantes de calderos con el objeto de conseguir el máximo aprovechamiento del volumen útil de los hogares o cámaras de combustión de calderos acuotubulares, formados por paredes de tubos de agua. Bajo la consideración de que el proceso de combustión en la llama constituye un fenómeno de mecánica de fluidos, al ubicar una placa central en el centro del chorro o crear un efecto rotatorio en el impulso, se crea una depresión en el centro de la llama, con lo cual la tendencia a abrirse de la llama se invierte, evitando el impacto contra los tubos de las paredes y formando una llama más adecuada a la forma geométrica del hogar. (Figura 10.23)

Figura 10.23



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En el horno cementero, por estar el quemador introducido dentro de la cámara de combustión, cualquier dispositivo complicado diseñado para controlar el flujo de combustible y/o comburente y de este modo la forma de la llama, puede ser excluido desde un principio. La única alternativa consiste en dividir el chorro en dos o más componentes que puedan ser ajustados independientemente. Una manera de hacerlo consiste en ubicar el componente axial en el centro con el componente radial exterior, concéntricamente en relación al primero. El resultado es una llama de dos zonas, que se podría considerar de tipo divergente y que se podría denominar como ― llama cónica‖. La ubicación inversa, es decir: el componente radial en el centro y el componente axial por fuera, concéntricamente en relación al primero, produce siempre una llama cónica hueca (Figura 10.24).

Figura 10.24 Al abrirse el flujo radial, en el centro se origina un vacío que da lugar a una zona de menor presión, produciéndose la recirculación interior. Este ―hueco‖ central produce la tendencia de cerrarse de la llama. La energía cinética disponible con esta conformación de flujos axial y radial forma una ‖ llama cónica hueca‖, que permite mantener una forma no divergente, muy conveniente para el proceso y la protección del revestimiento.



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En realidad, resulta conveniente mantener un ―hueco de presión‖ o depresión en el centro y no propiamente un vacío, lo cual cerraría inmediatamente la llama, volviendo a abrirse por expansión en forma cónica. La depresión se puede crear y mantener mediante un flujo de aire central con menor presión y con el impulso radial o rotacional en la zona inmediatamente vecina. Analicemos en forma gráfica (Figura 10.25) las características de formación de ambos tipos de llama, para explicar su comportamiento y resultados en la práctica:

En la llama cónica la zona de reacción se produce en la parte externa, dando lugar a que el revestimiento se encuentre en contacto con la zona más caliente de la llama. En la llama cónica hueca el revestimiento se encuentra en contacto con los gases quemados recirculados, fríos comparados con la llama.

La tendencia de la llama cónica hueca a cerrarse determina que la mayor

disponibilidad de energía cinética produzca una mayor circulación de gases quemados. En el caso de la llama cónica el exceso de energía cinética impacta la llama directamente con el revestimiento.

La llama cónica se ancha cuando se intenta acortarla. La llama cónica hueca se

hincha, ensanchando su diámetro pero sin tendencia a abrirse. Tomando en cuenta que la llama cónica se deforma al alargarla, la operación

del horno resultará mucho más estable si se dispone de un quemador que forme la llama cónica hueca que resulta mucho más estable y eficiente.



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Figura 10.25



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10.5 REGULACIÓN DEL QUEMADOR Y OPTIMIZACIÓN DE LA COMBUSTIÓN

10.5.1 DISEÑO Y REGULACIÓN DE QUEMADORES PARA GAS NATURAL La combustión de gas natural resulta más fácil de lo deseable en el caso del horno cementero, por lo cual, aunque resulte aparentemente contradictorio, el diseño del quemador se orienta a "demorar" la combustión. La llama resulta corta pero poco emisiva, por lo cual la transferencia de calor por radiación es muy escasa; por esta razón, en el diseño de quemadores para gas natural se debería utilizar la propia energía de la presión de suministro del gas para aportar la energía cinética de mezcla y manejo de llama, evitando el uso de aire primario para provocar una atmósfera reductora en el centro de la llama. La exposición del gas natural a la temperatura del interior del horno producirá el craqueo en fase gaseosa con producción de hollín; el calentamiento de estas partículas de hollín hasta incandescencia, antes de encontrar aire (oxígeno) para convertirse en gases de combustión mejorará el factor de emisividad de la llama. En el gráfico de la Figura 10.14 , se mostró el nivel de emisividad de llamas de gas natural, combustóleo y carbón mineral; en la medida que se logre el propósito descrito, se podrá mejorar la emisividad de la llama de gas natural hasta valores de 0.5 - 0.6, resultando muy difícil alcanzar valores más altos.. Como quemadores típicos de gas natural podemos considerar el de tobera central con núcleo desplazable, el más difundido aunque con diversas variaciones respecto al concepto básico; el ultrasónico con doble ingreso y control de flujos axial y radial, el cual se adapta con muchas ventajas para quemadores duales o mixtos, sustituyendo el total de aire primario por gas como aportante de la energía cinética para conformación y manejo de la llama. También podríamos mencionar la tobera esférica con agujeros de salida de gas con diámetros y ángulos definidos, pero consideramos que el manejo de llama en este caso resulta muy limitado, resultando aplicable para otros procesos industriales.



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A) Quemador con tobera provista de núcleo desplazable Este quemador, cuyo esquema básico se muestra en la Figura 10.28, consiste en un ducto central por el que circula el gas, con un mecanismo de regulación de flujo consistente en un núcleo de forma adecuada para variar la sección anular con el desplazamiento longitudinal, regulable desde la parte posterior del quemador. La relación entre el flujo de gas y el espacio anular libre en la tobera proporciona la velocidad de paso del gas, con un contenido cinético suficiente para "chupar o succionar" el aire secundario con mayor o menor intensidad, determinando así la longitud de la llama. La regulación de la llama se efectúa en este caso variando la abertura anular mediante el desplazamiento longitudinal del núcleo (trompo) y la presión de ingreso del gas. Para un mismo flujo, menor abertura (mayor velocidad de salida del gas) producirá una llama más corta y ancha.

Figura 10.26



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B) Quemador Ultrasónico con doble salida. Este tipo de quemadores, cuyos principales detalles se muestran en la Figura 10.27, permiten la regulación de la forma de la llama en sentido axial o radial, mediante el flujo del gas al quemador por dos ductos que terminan en boquillas de salida separadas e individuales. Se muestra la conformaión de la boquilla y el cuerpo del quemador Humboldt Deutz que lo introdujo al mercado, siendo aplicado posteriormente por H. Riess y P. Castillo en sus propios diseños, combinándolo con al quemador unicanal de carbón con resultados verdaderamente formidables.

Figura 10.27



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Las boquillas interiores son inclinadas hacia afuera para producir una llama más ancha, mientras que las exteriores son de tipo axial. La regulación de flujos y presiones en las boquillas axiales o radiales permitirá conseguir el tipo de llama deseado. La variación de los diámetros de abertura de las boquillas, o el número de boquillas, también permitirían adecuar el rango de regulación al que resulte adecuado al diámetro del horno y las condiciones de operación. Para tener mayor claridad en cuanto a los criterios de regulación, resulta necesario considerar que lo que se maneja en realidad es el impulso de los flujos axiales y radiales, calculables multiplicando los flujos másicos de gas por la velocidad de inyección. El impulso total determinará la capacidad para succionar el aire secundario para completar la combustión.

Caso Práctico: Determinación del Impulso específico y la potencia en un quemador a Gas tipo supersónico.

Presión gas Axial : 30 psig

Presión gas radial : 30 psig

Densidad del gas : 0.73 kg/Nm3 Flujo Total de Gas (Fg) : 5194 Nm3/h = 1,05 kg/s Poder Calorífico Superior (PCS) : 9400 kcal/kg Flujo Gas Axial (Fa) : 3.261 Nm3/h = 0,905 Nm3/s Flujo Gas Radial (Fr) : 1.933 Nm3/h = 0,537 Nm3/s Flujo másico axial (Fma) : (0,905 Nm3/s).(0.73 kg/Nm3) = 0,66 kg/s Flujo másico radial (Fmr) : (0,537 Nm3/s).(0.73 kg/Nm3) = 0,39 kg/s Por la geometría del Quemador : 14 boquillas axiales de 10,8 mm. 8 boquillas radiales de 11 mm. Area sección axial (Aa) : 1,283 x 10-3 m2 Area sección radial (Ar) : 7,602 x 10-4 m2

a) Cálculo de la velocidad de salida de las boquillas



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a-1) Relación del numero de Mach con la temperatura del G.N. To/T = ( 1+(k+1)/2 . M2) Para G.N. : k = 1,31 ; Mach =1 y To =297°K To/T = (1+(1.31+1)/2 . (1)2) To/T = 1.155 T = 297/1.155 = 257°K a-2) Cálculo de la velocidad del sonido para el G.N. : La velocidad del sonido en un medio, esta dado por : C = ( K . R . T )1/2 C = { (1.31)(55.02)(9.8)(257) }1/2 C = 426 m/s

a-3) Cálculo del número de Mach en función de la relación de áreas entre la descarga y garganta de la boquilla. Para k=1.31 A/A* = (1/M) { (1+0.155 M2)/1.155 }3.726 (1) Los diámetros de las boquillas son : Boquilla Dgarganta (mm) Dsalida (mm) A/A* Axial 10.8 11.6 1.154 Radial 11 11.5 1.093 Reemplazando la relación de áreas en la ecuación (1), tenemos :



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Maxial = 1.45 Mradial = 1.35 a-4) Cálculo de la relación de velocidad con el numero de Mach : Esta dado por : V* / V = (1/M) { (1+[(k-1)/2]M2)/ ((k+1)/2) }1/2 Para M =1.45 V* / V = 0.739 La velocidad a la salida de la boquilla axial es : Va = 426/0.739 = 576 m/s Para M =1.35 V* / V = 0.776 La velocidad a la salida de la boquilla radial es : Vr = 426/0.776 = 549 m/s

b) Cálculo de impulsos Axial : Iax = Fma . Va Iax = (0,66 kg/s).(576 m/s) = 380 N Radial: Irad = Fmr . Vr Irad = (0,39 kg/s). (549 m/s) = 214 N Impulso específico

Is = 594 N / 35.5 Gcal = 16.7 N/Gcal/h.



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Estos quemadores no tienen swirl, por no disponer de impulso rotacional.

Tomando en cuenta la facilidad con que se produce la reacción homogénea gas-gas, con este elevado impulso la reacción será muy rápida y por tanto, la llama muy corta pero poco emisiva, lo cual desfavorece la transferencia de calor por radiación. Sin embargo, la alta concentración de calor en los gases y el impulso elevado determinan que se produzca el impacto sobre las paredes del horno. Para favorecer la emisividad y disminuir el Impulso específico, una alternativa aplicada con éxito consiste en manejar flujos radiales y axiales limitados exclusivamente a la función de aporte de energía cinética, incorporando un tercer flujo central con mayor volumen pero con menor impulso. Al tener menor probabilidad de conseguir oxígeno en el interior de una llama sin efecto rotacional, el hollín producto de la disociación del metano tendrá la oportunidad de calentar hasta incandescencia antes de reaccionar, favoreciendo la emisividad de llama. Si consideramos que este flujo central de gas natural puede ser reemplazado por otro combustible líquido o sólido, tendremos el quemador dual supersónico sin aire primario. Para adecuado control operativo de estos quemadores se debe construir curvas de variación del flujo con la presión y de variación de los impulsos axial y radial con la variación de flujos elementales. En la Figura 10.28 se muestra la curva que corresponde al quemador del ejemplo planteado y que permite regular directamente los flujos en función de las lecturas de presión en los manómetros ubicados en los respectivos conductos.



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Figura 10.28

C) Utilización del Gas Natural como aporte de energía cinética para manejo de la combustión y formación de llama. Para la particulares exigencias térmicas de la zona crítica del horno cementero la utilización del gas natural como combustible presenta una desventaja que resulta definitiva frente a los combustibles líquidos y sólidos, en relación con la transferencia de calor. La temperatura de clinkerización es de 1300-1350 °C , por lo cual para mantenerla, pese a que las reacciones involucradas en esta parte del proceso son exotérmicas, se requiere de temperaturas de llama aún más altas. La combustión del gas natural puede permitir temperaturas casi tan altas como las de petróleo o carbón, como se puede observar en la Figura 10.29, solamente disminuidas por el mayor volumen de gases de combustión producidos; sin embargo, el problema no es de temperatura sino de transferencia de calor.

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

4500

5000

5500

6000

1.2 1.4 1.6 1.8 2 2.2 2.4 2.6 2.8 3 3.2 3.4 3.6 3.8 4

Flu

jo (

Nm

3/h

)

kg/cm2 (Presión absoluta)

FLUJO DE GAS NATURAL A DIFERENTES PRESIONES Boquillas Axial y Radial : Da :13,7mm ; Dr : 13,3mm

AXIAL

RADIAL



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Figura 10.29 La transferencia de calor por radiación resulta mucho más eficiente que la que se efectúa por convección y conducción, pero para que se produzca requiere temperaturas superiores a los 800 °C; cumpliéndose esta condición, la cantidad de calor transferido por radiación depende de la emisividad de los cuerpos radiantes. Para este efecto, resulta determinante el gráfico de la Figura 10.14 que muestra las emisividades de llamas de carbón, petróleo y gas. La baja emisividad de la llama de gas determina que se transfiera menos calor por radiación, lo cual no podrá ser compensado por la convección de gases conteniendo todo el calor liberado en la combustión. En la operación del horno, existirá excelente disponibilidad de calor en la zona posterior del horno, pero al llegar la carga a la zona crítica se producirá un enfriamiento.



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La baja emisividad de llama del gas natural puede compensarse parcialmente con el diseño del quemador, determinando condiciones que propicien la presencia de hollín en la llama en estado incandescente y demorando la incorporación del aire para demorar su combustión, pero solamente se consigue llegar a un valor máximo de 0.6 de emisividad.

Basados en estos argumentos podemos afirmar que no resulta conveniente utilizar gas como único combustible en un horno cementero, pero su empleo bajo otras perpectivas podría resultar altamente favorable.

El gas natural tiene la particularidad de representar, además del aporte de energía térmica contenida en su poder calorífico, un importante aporte de energía cinética suficiente para controlar las condiciones de mezcla y la mecánica de fluidos que se desarrolla en el interior del horno para regulación de la cinética de las reacciones de combustión y condiciones de transferencia de calor en la llama.

La utilización de esta energía cinética del gas natural podría compensar las desventajas mencionadas, planteando interesantes perspectivas para los quemadores de hornos cementeros:

La ventaja que representa la disponibilidad de energía cinética en el

combustible permite eliminar la utilización de aire primario frío, utilizando el 100% de aire secundario caliente para aportar el oxígeno requerido para la combustión.

El aporte de energía cinética y su facilidad para quemarse representan una

importante posibilidad de disponer de un quemador con excelente capacidad para quemar en forma combinada con el gas y sin aire primario, combustibles muy difíciles de quemar y por ello de bajo costo, tales como el pet coke (coque de petróleo). Una llama potente con forma cónica hueca permite incorporar cualquier

combustible sólido, líquido o gaseoso sin afectar la estabilidad de la llama y la operación del horno. La utilización del gas natural con toberas supersónicas permite disponer de esta importante posibilidad de quemar combustibles alternativos y/o utilizar al horno como incinerador de basura industrial.



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10.5.2 REGULACIÓN DE QUEMADORES PARA PETRÓLEOS RESIDUALES Los petróleos residuales o combustóleos son hidrocarburos que siempre deberán ser atomizados, calentados, craqueados y finalmente quemados, para liberar su poder calorífico en el entorno de la llama. El quemador cumple estas funciones; su diseño ha sido concebido para ello y su adecuada regulación debe permitir formar la llama más conveniente para las condiciones de proceso que se desarrollan en el interior del horno. Para la regulación de estos quemadores y adecuado control sobre la llama debe conocerse perfectamente el combustible y el propio quemador.

a) Respecto al combustible , el conocer su densidad, viscosidad y composición química, no resulta suficiente. La relación Carbono/Hidrógeno definirá parcialmente su facilidad para combustionar, pero resultará importante conocer la naturaleza del crudo de origen y el contenido de elementos pesados y difíciles de quemar, tales como los asfaltenos y compuestos aromáticos. Al craquearse el petróleo, la fracción volátil se quemará instantáneamente; las características del coque residual serán las que determinen la velocidad de combustión y longitud de la llama. El coque residual influencia la velocidad de combustión en función de su tamaño y naturaleza; si el craqueo se produce en fase líquida el coque alcanza decenas de micras y su combustión centenas de milisegundos. Si el craqueo se produce en fase gaseosa, el coque (hollín) es de unas centenas de Angstrons y combustiona en decenas de milisegundos (Figura 10.27).



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Figura 10.30

b) Respecto al quemador, deberá conocerse perfectamente los requerimientos de viscosidad con la que debe recibir el combustible, la forma de energía que utiliza para efectuar el trabajo de atomización y la aplicación de la energía cinética para regulación de mezcla con el aire primario.

Prácticamente todos los quemadores de hornos cementeros que queman petróleo residual aportan la energía de atomización en la presión del combustible (atomización mecánica) y controlan la mezcla regulando el flujo de aire primario (energía cinética). El diseño de la tobera (boquilla) del quemador permite aplicar la presión en la forma que permita regular la divergencia de la llama, pero no resulta un factor determinante por disociarse inmediatamente en volátiles y partículas de carbón con muy poca influencia sobre la mecánica de fluidos que determina la formación de llama, como puede apreciarse en la Figura 10.31.



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Figura 10.31 Consideremos como ejemplo, la forma en que efectúan la inyección de combustible y aire primario 2 de los quemadores más utilizados para petróleos residuales : FLS y Pillard.

Atomizador de FLS El quemador tipo TSFM de FL Smidth utiliza para atomización del combustóleo una tobera con aguja concéntrica que al desplazarse longitudinalmente amplía o cierra el espacio anular de salida de combustible, en función de la presión y flujo. (Figura 10.32)



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Figura 10.32 El quemador está compuesto por 2 lanzas, una fija y otra móvil (regulable), cuyo acoplamiento permite variar los intersticios entre ambas, modificando la turbulencia del flujo de regulación de la dispersión.

La atomización tiene lugar cuando el combustible es inyectado a alta presión a través de la ranuras angulares entre la tobera y la aguja. Antes de esto, la lanza ha puesto el petróleo residual en un movimiento de rotación que tiene significado para el grado de atomización, influenciando las características de la llama y su emplazamiento en el horno. El desplazamiento de la aguja permite disponer de una tobera de atomización de abertura variable para acondicionarla al flujo actual. El dispositivo de turbulencia determina la forma de la pluma, lo cual influencia la forma de la llama al influir en la velocidad de encendido y la probable proporción de combustible craqueado en fase líquida con formación de coque (30-40 micras) o gasificado y posteriormente craqueado en fase gaseosa con formación de hollín (<1 micra).



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Atomizador MY de Pillard

El quemador Pillard combinando la tobera PM y el inyector MY, desarrollado en los sesenta, permitió concretar el concepto esencial de la llama ajustable en marcha, llegando a ser el más utilizado a nivel mundial. En el inyector MY (Figura 35) el petróleo fluye por 2 canales separados al cuerpo de atomización: El flujo radial o primario que ingresa por ranuras tangenciales a la cámara

de mezcla imprimiendo mayor velocidad de rotación y turbulencia al chorro que emerge a través de la boquilla.

El flujo axial o secundario, que imprime mayor velocidad en la dirección y

sentido del quemador, restando la turbulencia y aumentando la cantidad de flujo.

Figura 10.33

La regulación de ambos permite:

- Variar la divergencia sin modificar el flujo. - Variar el flujo sin modificar la divergencia. - Variar el flujo y divergencia de acuerdo a las exigencias del proceso.

Este inyector es la lanza que se introduce en la parte central de la tobera o quemador; determinando las características de la pluma y solamente influenciando la forma de la llama en la forma descrita en la misma forma que el atomizador FLS.



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Para conseguir una buena atomización deberá mantenerse la temperatura dentro del rango de viscosidad especificado para cada quemador. Este rango puede establecerse mediante el Nomograma de la Figura 10.34, en el cual se incluyen los rangos establecidos para la boquillas de FLS y Pillard.

Figura 10.34



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Un calentamiento insuficiente producirá gotas de mayor diámetro que alargarán la pluma, produciendo más coque que hollín; el tiempo de combustión será mayor y la llama más larga. Para cada quemador debe existir una condición de regulación que permita disponer de una curva de relación presión vs. caudal, como la que se muestra en la Figura 10.35 y que corresponde al quemador Pillard. Para cada rango de flujo debe utilizarse la boquilla con el diámetro adecuado.

Figura 10.35 Si la calidad de atomización es buena, la mayor parte de las partículas serán hollín producto del craqueo en fase líquida y su combustión similar a la del gas natural. Si el tamaño de gotas es mayor por una deficiente atomización, la mayor parte de partículas serán de coque y su combustión más parecida a la del carbón mineral.



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A partir de la atomización del combustible, las características de formación de llama que corresponden a la combustión de carbones resultan perfectamente aplicables a los petróleos residuales, fuel oil o combustóleos. Debe recordarse que el flujo dominante es el aire primario y que actuando sobre las presiones del petróleo solamente se puede influenciar la forma de llama. CASO PRÁCTICO: Determinación del Impulso específico y fuerza rotacional (swirl) en un quemador de Combustóleo. Flujo de Combustóleo (Fco) : 4.400 kg/h = 1,22 kg/s Poder Calorifico Superior (PCS) : 9.600 kcal/kg Densidad (Dco) : 980 kg/m3 Flujo Aire Axial (Fa) : 3.100 Nm3/h = 0,86 Nm3/s Flujo Aire Radial (Fr) : 2.100 Nm3/h = 0,58 Nm3/s Temperatura Aire (Ta) : 20°C. Densidad Aire (Da) : 1,29 kg/Nm3 Flujo masico axial (Fma) : (0,86 Nm3/s).(1,29 kg/Nm3) = 1,11 kg/s Flujo masico radial (Fmr) : (0,58 Nm3/s).(1,29 kg/Nm3) = 0,75 kg/s Por la geometría del Quemador : Area sección axial (Aa) : 0.0052 m2 Area sección radial (Ar) : 0.0038 m2 Velocidad Axial : Va = Fa . (273+Ta)/[(273).Aa)] Va = (0,86).(273+20)/[(273).(0.0052)] Va = 177 m/s Velocidad radial : Vr = Fr . (273+Ta)/[(273).Ar)] Vr = (0,58).(273+20)/[(273).(0.0043)] Vr = 145 m/s



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a) Cálculo de Impulsos Impulso aire axial : Iax = Fma . Va Iax = (1,11 kg/s).(177 m/s) = 196 N Impulso aire rotacional: IIrad = Fmr . Vr Irad = (0,75 kg/s). (145 m/s) = 103 N Impulso total : 196 + 103 = 299 N Consumo calorífico : 42.24 Gcal/h Impulso específico : 7.1 N/Gcal/h

b) Cálculo del swirl FR (Swirl) = 100 Mr / (M rx . De) % Donde : Mr : Momento rotacional del flujo Mr = Ir . rg . Tgar

Ir : Impulso rotacional = 103 rg : radio de giro de la roseta= (2/3 .(re

3 - ri3)/ (re

2 - ri2) =0.088

Tgar : Tangente ángulo de los álabes de la roseta (25)= 0.47 Mrx : Impulso axial + Impulso rotacional = 299 N De: Diámetro exterior de la tobera = 0.42 m SWIRL = 8% Comentario : En este caso se tiene un quemador con impulso específico alto y swirl bajo, lo que explica la formación de una llama larga, de tipo axial. En el análisis de gases de salida del horno se encontraron valores de > 1500 ppm de CO.



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Para mejorar la formación de llama se definió la conveniencia de disminuir el porcentaje de aire primario (14%) a un 12%, además de incrementar el flujo rotacional para procurar acortar la llama, aumentar la turbulencia y formar una llama cónica hueca. Al no conseguir resultados satisfactorios con el diseño actual, se tomó la decisión de modificar el quemador. Al modificar el ángulo de los álabes de la roseta de 25 a 35°, se consiguió un swirl mayor, lo que permitió disminuir la proporción de aire primario, disminuyendo la velocidad en la puntera y disminuir el impulso específico a valores normales, consiguiendo importantes mejoras en la producción y consumo específico del horno.

10.5.3 REGULACIÓN DE QUEMADORES PARA CARBÓN PULVERIZADO. Siendo la partícula de carbón el núcleo de la combustión industrial al cual inexorablemente llegan todos los combustibles industriales y resultando determinante de las características de la llama la combustión heterogénea, en realidad las características de diseño de quemadores para carbón pulverizado resultan aplicables a cualquier otro combustible. En los quemadores de gas natural, la regulación se orienta a demorar la combustión para favorecer la presencia de partículas de hollín que mejoren la emisividad de la llama. La energía cinética para controlar y regular la mezcla y turbulencia de combustible y comburente se debe aportar en el propio gas, resultando innecesario el aire primario. En los quemadores de combustóleo, el principal factor de manejo operativo radica en conseguir una buena atomización para conseguir mayor proporción de hollín que de coque, combinando esta proporción con la disponibilidad de oxígeno del aire alrededor de las partículas, mediante el adecuado manejo de la turbulencia. La energía cinética para controlar la forma y dimensiones de la llama se aporta en este caso tanto en el propio chorro de atomización como en el aire primario. En el caso del carbón mineral, el tamaño de partícula es controlado por el grado de molienda en función de su contenido de volátiles, por lo cual constituye una variable de operación del quemador que influencia directamente las características de la llama. La importancia del aire primario en el diseño y control operativo de quemadores para carbón pulverizado y combustóleo resulta, por tanto, fundamental. En la Figura 10.36 se aprecia el comportamiento de la cinética de la reacción en función del tamaño de partículas de carbón bituminosos y antracita para diferentes niveles de excesos de aire, la diferente reactividad entre ambas obedece a la presencia de volátiles.



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La regla práctica de moler el carbón a la mitad de su contenido de volátiles en malla de 90 micras (170 ASTM), resulta válida para carbones bituminosos normales (10 – 30 % de volátiles) pero conduce a error cuando se sale de estos límites y participan otros factores que afectan la reactividad de la partícula : el índice de hinchamiento (swelling index) determina la condición coquificable (>5) o térmico (<5): la procedencia del pet coque determinará su reactividad: si procede de crudos ricos en asfaltenos resultarán muy difíciles de quemar. Tomando en cuenta que lo que sucede en la pluma es propiamente una coquificación, también la naturaleza del petróleo residual influenciará el comportamiento del coque en la llama.

Figura 10.36



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10.5.3.1 Quemadores unicanal. La evolución de los quemadores para hornos cementeros se ha efectuado principalmente en función de la combustión de carbón mineral, en razón de constituir el combustible más utilizado antes y después de la crisis energética del petróleo. Los quemadores más simples y antiguos, constituidos básicamente por un tubo de inyección de carbón y aire de transporte (Figura 10.37) resultan muy ilustrativos para explicar el control operativo básico, a partir del cual podamos explicar con mayor claridad la evolución de los diseños y criterios de regulación.

Figura 10.37 En estos ―cañones― de carbón pulverizado el aire primario lo constituye el propio aire de transporte. Suponiendo correcto y constante el tamaño medio de partículas, la forma de la llama dependerá fundamentalmente de la disponibilidad de energía cinética que regule la velocidad con que se succiona y mezcla el aire secundario. Esta energía cinética se regula mediante el ―momento de llama‖, quedando en este caso definido por las condiciones que caracterizan el comportamiento de un chorro recto confinado, dando lugar a la formación de una llama cónica. En este caso el gráfico recomendado por FLS que se muestra en la Figura 10.38 resulta aplicable porque solamente existe un flujo axial.



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Figura 10.38 El llamado momento de llama que se obtiene multiplicando el porcentaje de aire primario por el cuadrado de la velocidad en la puntera representa un parámetro útil para evaluar el trabajo del quemador dentro de los rangos establecidos. También la utilización del Impulso específico Is (N/Gcal) Is (Impulso específico)=Flujo másico (kg/seg) x Velocidad (m/seg)/ Calor l liberado (Gcal) = Newtons/Gcal. La geometría de la llama quedará determinada por la variación del ángulo mitad con la disponibilidad de energía cinética aportada por el impulso del flujo único. La mayor disponibilidad de impulso en el flujo másico inductor, determina la mayor succión del aire secundario y el ensanchamiento de la llama con tendencia cónica, pudiendo establecer como parámetro de control el momento de llama. Estos quemadores no permiten en su diseño ninguna posibilidad de regulación; para modificar la llama tendrá que incrementarse o disminuir la masa de aire primario que arrastra un flujo determinado de carbón. El límite inferior lo constituye la cantidad mínima requerida para el transporte. El límite superior lo representa la consideración de un mayor empleo de aire frío en lugar de aire secundario caliente. Para mayores variaciones, tendría que modificarse el diámetro de la tobera (tubo).



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En la Figura 10.5 se mostró en forma gráfica la condición del flujo que se forma en quemadores unicanal y que corresponde a un chorro recto cuando deja la tobera y confinado cuando progresa en el horno. El impulso del chorro provoca una recirculación de gases en la zona externa de la llama y tiene una forma cónica y el ángulo mitad determina la máxima longitud que podría tener la llama sin impactar la costra que protege al refractario. Esta longitud de la llama está determinada por el tiempo de reacción de las partículas de carbón. En todo el siglo XX se han efectuado muy pocos esfuerzos en modificar estos quemadores, probablemente por entender que la molienda directa de carbón y las plantas pequeñas resultarían desplazadas, pudiendo destacar las efectuadas por KHD y Combustión Industrial. a) Modificación del Diseño Unicanal de KHD La alternativa que utiliza KHD para convertir el simple tubo que representa el quemador unicanal en un quemador multicanal lo implementa en realidad para evitar la instalación de un filtro que permita eliminar al ambiente el aire excedente de un sistema moderno de molienda Tyrax y dosificación de carbón Pfister. El aire excedente con polvo de carbón en suspensión se conduce directamente al quemador modificando el tubo original en la forma que se muestra en el gráfico de la Figura 10.39 pudiendo destacarse las siguientes modificaciones:

Se incorporan dos tubos concéntricos adicionales; el primero para alojar una lanza de combustible líquido, confiriendo al quemador la calidad de mixto o dual. El segundo para incorporar un flujo rotacional con una roseta con álabes de 40°, otorgando la posibilidad de control individual de impulsos axial y rotacional.

Para aportar el aire rotacional y regularlo desviando una parte al conducto axial, se incorpora un ventilador adicional.

El conducto anular exterior reune 3 flujos : El aire con los finos de carbón procedentes del circuito de molienda, el carbón dosificado con el aire de transporte y el aire axial del ventilador auxiliar incorporado

Disponiendo de estos flujos, la regulación del quemador se efectúa con los mismos conceptos de los quemadores multicanal.



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Figura 10.39 b) Experiencia de Combustión Industrial La alternativa desarrollada por Combustión Industrial resulta bastante más simple por involucrar modificaciones exclusivamente en el cuerpo del quemador. En la Figura 10.40 se puede apreciar las modificaciones que permiten implementar el efecto rotacional a la parte central del flujo, para conseguir una llama con tendencia a cónica hueca que permita acortar la llama, mejorar la nodulización y proteger costra y refractario :

Al crear un ángulo de 45° en la llegada al cuerpo final del tubo del quemador permite la incorporación de un tubo central que aloje una lanza para combustibles líquidos, transformándolo en un quemador dual y convirtiendo el tubo recto en un conducto anular.

Ubicar en la parte externa del tubo interior central un dispositivo de turbulencia consistente en una roseta con 8 – 12 álabes y 12° de inclinación que le confieren efecto rotacional a la parte que cortan del flujo total de aire y carbón.



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Figura 10.40 Superando algunos inconvenientes de ajustes de diseño iniciales, esta alternativa ha representado importantes mejoras en los hornos que se ha implementado, permitiendo con muy baja inversión un salto espectacular de tecnología del siglo XIX directamente a la llama cónica hueca en el horno con todas sus ventajas técnicas y económicas. 10.5.3.2 QUEMADORES MULTICANAL Las exigencias del costo energético determinaron la formulación de diseños más complejos y sofisticados, que permitieron cumplir dos objetivos fundamentales:

Mayor control de llama actuando sobre el quemador. Aportar la energía cinética requerida con el mínimo de aire primario.

El control sobre la longitud y ancho de la llama se logra incorporando al conducto axial otro con una roseta que le imprime un giro determinado, constituyendo un impulso rotacional para el manejo de la llama. Inicialmente se ubicó el impulso rotacional en la parte externa en los quemadores de segunda generación, con tendencia de carácter divergente, orientándose a conseguir llamas muy cortas y calientes con mayor tendencia radial., pero la tendencia a abrirse de la llama produjo resultados poco favorables para la costra y el refractario.



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La consideración de que la divergencia se contradice con la transferencia de calor entre las partículas incandescentes y las que se encuentran en proceso de calentamiento, además de la exigencia de controlar la formación de NOx,.definió la conveniencia de buscar la orientación de los impulsos hacia el centro evitando la divergencia. La forma de conseguir este objetivo no fue de origen cementero. La necesidad de formar llamas más compactas y manejables surgió también para atender el aporte térmico de las cada vez mayores capacidades de calderos, donde las llamas cónicas obligaban a instalar varios quemadores para evitar el impacto y daño con los tubos. Finalmente, la ubicación en la parte interna del conducto rotacional quedó establecida y la tendencia a la formación de la llama cónica hueca y sus ventajas en el horno determinaron que todos los fabricantes de quemadores se inclinen por esta condición de diseño que constituye la llamada tercera y probablemente última generación de quemadores para hornos cementeros (Figura 10.41).

Figura 10.41



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Todos los quemadores utilizan este concepto. El diseño de cada quemador lo maneja con mayor o menor versatilidad y con la tendencia a efectuar el mismo trabajo con cada vez menor proporción de aire primario, optimizando el aporte de energía cinética requerido. Basados en la consideración de que finalmente todos los quemadores se dirigen al mismo objetivo, se basan en los mismos principios de funcionamiento y utilizan los mismos conceptos de diseño, podemos definir los parámetros básicos que nos permitirán caracterizarlos

Diseño de tobera: Estando conformados todos los quemadores por tubos concéntricos que conducen los flujos de aire primario (axial, rotacional y central) y combustibles (carbón, petróleo y eventualmente gas natural y combustibles alternativos), la conformación de la tobera definirá la posición y forma en que se aplican los impulsos para regular las condiciones de mezcla y formación de llama.Las secciones de salida pueden ser fijas o ajustables.

Sistema de regulación de impulsos : La forma en que los quemadores

permiten regular los flujos que se inyectan a través de la tobera, proporcionando los impulsos que controlan la llama, definen las características diferenciales de cada quemador. La sustitución de las válvulas de regulación de flujos (dámpers) por sistemas con menores caidas de presión han permitido efectuar el mismo trabajo con menores proporciones de aire primario. La regulación puede efectuarse desde el mismo motor que impulsa el ventilador mediante un convertidor de frecuenciao mediante la variación de las secciones en las toberas por desplazamiento axial de los tubos que conforman el quemador.

Inyección de combustible : La energía de presión del petróleo se invierte en

efectuar el trabajo de atomización y el impulso del aire de transporte de carbón debe eser el suficiente para poner las partículas a disposición delos flujos dominantes, por lo cual sus impulsos no deben considerarse en la determinación de impulsos específicos y swirl. La naturaleza de su influencia sobre la formación de llama se debe al movimiento relativo de las partículas respecto a los flujos dominantes, como se mostró oportunamente.

Sistema de impulsión de aire primario: El impulso de los flujos axiales y rotacionales de aire primario pueden ser aportados por ventiladores (< 250 mBar) y/o sopladores (250-1000 mBar). Se pueden utilizar ventiladores (sopladores) individuales para los flujos axial y rotacional o uno solo para ambos flujos.



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Diagrama funcional del quemador: Resulta imprescindible disponer de un diagrama construido en base a las secciones fijas o variables de inyección de flujos, que permita obtener directamente los impulsos individuales requeridos para evaluar la condición operativa del quemador y definir las características de la llama fiormada. La información requerida para elaborar el diagrama lo tiene el fabricante puesto que constituye una condición de diseño y debería proporcionarla a los usuarios; en su defecto debe determinarse directamente a través de mediciones de aberturas en el quemador para cada posición de desplazamiento de los tubos si resultase necesario. Esta información resulta indispensable para control de la opercaión del quemador y regulación de las características de la llama.

Curvas de operación: La experiencia de trabajo en planta permite convertir los

diagramas funcionales en nomogramas de operación específicamente conformados para regulación de cada quemador individual, basados en el comportamiento del quemador como parte integral del sistema. En el mundo cementero, no existen muchos fabricantes de quemadores; por ello, para efectos prácticos, resultará más efectivo analizar las características de diseño y sistemas de regulación de los más utilizados en vez de referirse a generalidades. Resulta conveniente diferenciar los conceptos radial y rotacional en el diseño y manejo del quemador. Tratándose de un problema de mecánica de fluidos, el hecho de que los flujos tengan cierta orientación hacia afuera no significa que lleguen a impactar el punto al que se encuentran dirigidos; al contrario, al crear una depresión en el centro, los flujos se orientarán hacia la zona donde llegan con mayor facilidad. En realidad puede decirse que los impulsos que se manejan para el control de llama son axiales y rotacionales, y que la mayor proporción del grado de rotacionalidad tendrá un efecto radial equivalente a decir que la llama tendrá tendencia a ancharse. A) QUEMADORES DE FL SMIDTH Los quemadores que ofrece en los últimos años FLS son el Swirlax, el CENTRAX y el DUOFLEX. A-1 Quemador Swirlax El quemador SWIRLAX está diseñado para trabajar con un 7-10% de aire primario y 2-4% de aire de transporte del carbón pulverizado ha sido uno de los quemadores más difundidos desde su aparición en la década de los setenta.



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La tobera (Figura 10.44) se compone de 3 secciones transversales anulares: Dos para aire primario y una para carbón pulverizado con aire de transporte. El aire rotacional se inyecta por la parte interior a través de una roseta con 35° de giro y el axial por el exterior, ingresando el carbón por el medio de ambos. La tobera para petróleo se ubica en la parte central y no dispone de aire central.

La regulación de flujos se efectúa por medio de válvulas mariposa y la variación de las velocidades de insuflación por desplazamiento longitudinal de los tubos que correspondan para disminuir o ampliar la abertura de los conductos de aire axial y rotacionall, diseñados especialmente adecuados para ello.

El desplazamiento se efectúa mediante los dos tornillos de ajuste (07) y el desplazamiento puede leerse en la escala (08). (Figura 10.43). El aire primario lo aporta un solo ventilador

Figura 10.42

Quemador Swirlax de FLS



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Figura 10.43 Se obtiene una llama larga y delgada empleando mucho aire axial y poco aire rotacional, debiendo utilizarse velocidades de insuflación moderadas. Se obtiene una llama corta y ancha empleando menos aire axial y más aire radial; las velocidades de insuflación deben ser altas. Con la forma de llama más común en los hornos de cemento, el volumen de aire axial es de aprox. 2/3 y el volumen de aire radial de aprox. 1/3 de volumen de aire primario con velocidades de insuflación de 70 a 80m/s. Mediciones con un tubo pitot en los puntos adecuados, permitirán conocer y controlar los volúmenes total y axial , así como las correspondientes velocidades de insuflación, utilizando el diagrama funcional correspondiente. La posibilidad de regular el ángulo del chorro de atomización (pluma) influencia la cinética de la reacción y longitud de llama. La velocidad de inyección del aire de transporte de carbón tiene el mismo efecto, al limitar la superficie de contacto y disponibilidad de oxígeno para la reacción heterogénea en todo el entorno de la partícula estacionaria o solamente la parte frontal de la partícula con movimiento axial. El Swirlax representó uno de los quemadores más difundidos a nivel mundial durante varias décadasy desde su diseño original, permite un satisfactorio control sobre la llama. Las múltiples experiencias regulando quemadores swirlax de carbón y solamente petróleo, nos convencieron de la conveniencia de llevar el carbón también hacia el interior de la tobera.



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A-2 Quemador CENTRAX En este quemador FLS se propuso disminuir hasta un 4% el aire primario frío utilizando el impulso de un soplador para flujos axiales exteriores y centrales, dado que todos son orificios circulares rectos sin ningún tipo de efecto radial ni rotacional. El aire de transporte y carbón ingresan por el conducto anular ubicado entre ambos grupos de toberas. La regulación de flujos externos y centrales se efectúa sobre el aire total y regulando el que se recircula desde la parte exterior hacia la parte central (Figura 10.44).

La falta de turbulencia no pudo compensarse con potencia en el quemador y la forma de llama y versatilidad de operación nunca resultaron satisfactorias.

Figura 10.44 Una experiencia reveladora resultó la modificación del quemador Centrax sustituyendo la parte central por la pieza del swirlax con flujo rotacional proporcionado por un ventilador adicional. Las toberas del Centrax y Swirltrax, resultado de la modificación, se muestran en la Figura 10.45. Al introducir el componente rotacional en el quemador, la forma de la llama cambió drásticamente, cerrándose y acortándose con tendencia a la llama cónica hueca; su operación permitió importantes mejoras en el horno que había tenido graves problemas de producción y eficiencia con el Centrax. Para su regulación y control operativo se construyó el Nomograma que se muestra en la Figura 10.46.



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Figura 10.45 Como experiencia resultó un proyecto valioso, pero debe mencionarse que se incrementaron los costos de consumo de Kw-h/TM de clínker al mantenerse el mismo soplador con un bajo factor de carga, incrementando un ventilador para el aire rotacional.

Figura 10.46 A-3 Quemador Duoflex



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La configuración del quemador Duoflex difiere notablemente de los otros 2 de FLS, principalmente en la conformación de la tobera. Los flujos axial y rotacional se juntan el un compartimiento de mezcla antes de salir de la tobera, el carbón sale por el conducto intermedio y en la parte interna se implementa un aire central de baja presión, para formar la llama cónica hueca (Figura 10.47).

De acuerdo a las experiencias mostradas por FLS la formación de llama resulta satisfactoria y ha permitido considerables ventajas operativas en los hornos que los están utilizando; sin embargo, nuestra experiencia nos inclina hacia la división de flujos axial y rotacional , favoreciendo el control individual de impulsos.

Figura 10.47



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B) QUEMADOR PYROJET DE KHD La tendencia a la disminución de la proporción del aire primario en los quemadores multicanal decidió a KHD a lanzar un modelo que en vez de evitar pérdidas de energía cinética en el camino trabaje con mayor impulso desde la fuente, instalando un soplador de alta presión en lugar de los ventiladores tradicionalmente utilizados (Figura 10.48).

Figura 10.48 Tobera de Quemador Pyrojet de KHD

El quemador PYRO-JET adopta la misma configuración de tres canales, con el carbón en la parte central. La forma constructiva se aprecia en la Figura 10.49.

Figura 10.49



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La salida de aire de turbulencia (torbellino) y del aire de transporte de carbón, son similares a otros quemadores de tres canales, mientras que el aire axial sale a través de varias toberas, dividiéndose en corrientes individuales. Su diseño permite disminuir la proporción de aire primario a un 6-9%. Siendo invariable la cantidad de energía cinética requerida para regulación de la llama, resulta fácil deducir que ello lo consigue aportando el aire primario con mayores velocidades. El aire primario total es el 6-8% del aire total necesario para la combustión, el cual se distribuye aproximadamente en: - Aire de turbulencia : 2,4-3 % Presión : 140-160 mbar - Aire JET (axial) : 1,6-2 % Presión : 0,2-1 bar. - Aire de transporte : 2-3 %. El aire de turbulencia es suministrado mediante un ventilador radial y el aire JET mediante un soplador. Para el dimensionamiento del canal de carbón se debe tener en cuenta la velocidad de ignición del mismo. La velocidad de escape oscila entre 22-25m/s, siendo 28m/s para carbones con 18-22% volátiles. En caso necesario, las velocidades de escape indicadas para los distintos aires pueden ser modificadas mediante la sustitución de elementos de salida en la cabeza del quemador. La potencia del Pirojet resulta determinante para lograr un conveniene acortamiento de llama, pero también establece una mayor exigencia de alineamiento y condiciones de mantenimiento de la tobera para evitar riesgos en la costra y el refractario. Como factores críticos deben considerarse el mantenimiento de los sopladores y cierta dificultad para formar la llama tipo soplete debido a la posición intermedia del carbón y cierta tendencia radial; asimismo la falta de un aire central de diseño, lo cual influencia en cierta dificultad para cerrar la llama. En los modelos previstos para varios combustibles, innecesariamente consideran conductos individuales para aire primario y gas natural, aumentando desproporcionalmente el diámetro de la tobera. En realidad, el gas natural podría reemplazar parcial o totalmente el aire primario como fluido dominante.



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Quemadores de PILLARD Desde hace varias décadas los quemadores de Pillard han sido los más utilizados en plantas cementeras a nivel mundial, destacando el tipo VR de tres vías y más recientemente el Rotaflam. La tobera del quemador de 3 vías que se muestra en la Figura 10.52 disponía de aire axial en el conducto anular exterior y aire rotacional con una roseta de 36° en el conducto que rodea al tubo central que aloja la lanza del atomizador de combustibles líquidos terminando con el cuerpo de la roseta y un cono de salida con 45° de abertura radial. Entre ambos se ubica el conducto de ingreso del carbón y aire de transporte, previsto para llegar con 22-24 m/seg al horno.

Figura 10.50 La regulación de flujos se efectúa mediante válvulas de mariposa en los conductos, teniendo la posibilidad de variar la sección de salida del aire rotacional desplazando el tubo central pero con un margen muy restringido. No dispone de aire central. La forma de llama de este quemador resulta aceptable si se regula adecuadamente, pero exige un 12-14 % de aire primario para alcanzar una condición satisfactoria. En la mayoría de casos analizados del quemador tipo VR se ha encontrado completamente abiertos los dámpers, lo que se explica por su elevada caida de



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presión. Al tratar de regular los flujos, mediante ellos, el flujo restringido no se traslada al otro, sino que se pierde en el dámper, por lo cual la potencia de la llama decrece y se suelta. Para superar estas limitaciones y mejorar la conformación de llama, Pillard lanzó el modelo Rotaflam. En la Figura 10.53 se muestra comparativamente la conformación de las toberas de ambos quemadores de Pillard, lo cual permite explicar los objetivos de las modificaciones efectuadas:

Se cambia la posición del conducto de carbón hacia el interior, quedando los conductos rotacional y axial hacia el exterior, lo que amplía la depresión central y crea una atmósfera más reductora en el corazón de la llama.

Se introduce el concepto de aire central alrededor del tubo de la lanza del

atomizador, para favorecer la formación de llama cónica hueca. Se introduce el concepto de regulación de las secciones de salida de los flujos

mediante la conformación del diseño y desplazamiento longitudinal de los tubos, para evitar la caida de presión y pérdida de energía que causan las válvulas de mariposa. En esta forma, la misma cantidad de energía cinética se aporta con casi la mitad de flujo de aire primario.

El alargamiento del tubo exterior permite evitar el efecto Coanda eliminando la

tendencia a abrirse de la llama, lo que Pillard denomina ―efecto Bowl‖. Se reduce considerablemente la radialidad de todos los flujos, entendiendo

correctamente que tal efecto se produce en forma natural por el ensanchamiento de la llama por efectos mecánico, cinético y térmico (termodinámico).

La existencia, gracias a una placa de estabilización, de un remolino de

recirculación central permite estabilizar la llama piloto y consecuentemente reducir el componente rotacional de aire primario, teniendo un efecto equivalente. Salidas de aire axial en ―jets‖ separados y no siguiendo un espacio anular continuo, tomando el concepto del Pirojet, con el fin de favorecer la introducción en el principio de la llama de los productos de combustión recirculados con fuerte tasa de CO2, para reducir el oxígeno libre. De acuerdo a lo mencionado en mecánica de fluidos, esta división del chorro anular en chorros individuales incrementa en un 10% la capacidad de succión y acorta llama.



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Figura 10.51 La comparación de las energías cinéticas de ambas toberas, nos resultará muy útil para manejo de los conceptos de regulación: - Toberas de tres circuitos. Po= 120 mbar. P útil (Pérdidas de carga + clapetas reglaje) = 85 mbar. Caudal Q = 12% total. Energía cinética específica Q x Pu = 12 (% aire total) x 85 mbar = 1020. - Tobera Rotaflam Po= 145 mbar. P útil = 142 mbar.



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Caudal Q = 6% total. Energía cinética específica Q x Pu = 6 (% aire total) x 142 mbar = 852. Los conceptos de regulación son los mismos respecto al mayor o menor aporte de energía cinética con el aire axial o radial, efectuándose en este caso, como en el Swirlax, mediante desplazamiento longitudinal de los componentes del quemador provistos de un diseño adecuado para este propósito. Al igual que otros quemadores de tercera generación, el ROTAFLAM presenta la ventaja de que los ―aleteos‖ que normalmente se producen en las llamas se orientan hacia el interior de la misma, favoreciendo la conservación de costra y refractario. Para elaboración del Nomograma de operación debe efectuarse mediciones de fliujos y aberturas de salida (áreas libres) en cada punto de las escalas axial y rotacional, conformando un gráfico como el que se muestra en la Figura 10.52 y que siendo elaborado con datos reales, permite definir el comportamiento de la llama en cada posición de regulación axial- rotacional, definiendo las condiciones ideales de operación.



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Figura 10.52 De acuerdo a la experiencia con estos quemadores se definió la conveniencia de operar el quemador con posiciones fijas en el flujo rotacional en puntos 0,5,10,15, 20, etc y realizar la sintonía fina de regulación punto por punto con el desplazamiento en la escala axial. En la mayoría de casos de regulación de quemadores ROTAFLAM que hemos regulado, al llegar al punto ideal de operación y fijar los puntos de ubicación en las escalas axial y rotacional, estableciendo el porcentaje de aire primario en el nivel que represente mayor estabilidad de operación, generalmente muy cercano a la máxima capacidad del ventilador (7.5-8.5%),

4.0

4.5

5.0

5.5

6.0

6.5

7.0

7.5

8.0

8.5

9.0

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25

AIR

E P

RIM

AR

IO (

%)

POSICION DEL AIRE AXIAL

NOMOGRAMA PARA REGULACION DEL QUEMADOR PILLARD - ROTAFLAM

10

POSICION DEL AIRE RADIAL

MOMENTO DE LLAMA 100.000



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D) Otros Quemadores Existen otros quemadores en el mercado cementero con características de diseño parecidas a las anteriores debido a que todos se basan en los mismos principios de funcionamiento y se dirigen finalmente al mismo objetivo.

Entre los más destacados podemos mencionar algunos, comentando los aspectos de su diseño que nos parecen más destacables:

El quemador de Clemente Greco de Brasil (Figura 10.53) representa una interesante alternativa que podría caracterizarse por juntar los flujos axial y rotacional en un solo flujo exterior y considerar el aire central. Ofrece interesantes alternativas para incorporar combustibles alternativos líquidos y sólidos.

Figura 10.53 La forma de llama puede considerarse satisfactoria, pero muy inestable, debido a que no tiene flujos individuales axial y rotacional, por lo cual el efecto rotacional llega hasta la parte externa de la llama, lo que le confiere mayor sensibilidad a las condiciones que presente el aire secundario.



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Para regulación de flujos incorpora la instalación de un convertidor de frecuencia en el motor del ventilador de aire primario, lo cual le confiere gran facilidad para regulación de llama sin variación en las boquillas o mediante dámpers. Esta versatilidad de operación resulta plenamente justificada en sistemas de regulación variable, pero nosotros la descartamos en nuestra concepción por entender que existe una sola posición y regulación correcta del quemador y una vez que se alcance, debería mantenerse inalterable.

El quemador de Super Difusión de Mitsubishi (Figura 10.54) utiliza chorros de aire primario interior casi verticales respecto al eje del horno, controlados por chorros axiales en la parte exterior en contacto con el aire secundario; en el entorno, mezclan el carbón inyectado por la parte central. La lanza ubicada en el tubo central utiliza combustibles líquidos o gases para el encendido.

Figura 10.54

Su diseño se orienta y adapta para el uso de combustibles difíciles de quemar, debido a que producen una turbulencia muy intensa; consecuentemente, presentan tendencia a demasiado acortamiento de la llama cuando se utilizan carbones bituminosos fáciles de quemar. El margen de regulación resulta limitado, pero si se logra adecuar la formación de llama a a las condiciones operativas del horno permite un trabajo muy efectivo.

La experiencia y tradición de UNITHERM, uno de los fabricantes de quemadores para hornos cementeros con mayor trayectoria a nivel mundial, se manifiesta en su quemador M.A.S. (Mono Airduct Sistem) el cual proyecta principalmente a la incorporación de combustibles secundarios (Figura 10.55)



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La importancia que le confiere al impulso rotacional se aprecia en la alimentación de flujos rotacionales por conductos individuales, manteniendo el flujo axial exterior. El inconveniente de este diseño podría considerarse la excesiva pérdida de presión y energía (impulso) en los canales múltiples del flujo rotacional.

Figura 10.55

Nuevo quemador UNITHERM



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CASO PRÁCTICO 1

Determinación del Impulso específico y la fuerza rotacional (swirl) en un quemador PIROJET para Carbón

Flujo de Carbón (Fc) : 5300 kg/h = 1.472 kg/s Poder Calorifico Superior (PCS) : 6.240 kcal/kg Flujo Aire Axial (Fa) : 700 Nm3/h = 0.194 Nm3/s Flujo Aire Radial (Fr) : 1300 Nm3/h = 0,361 Nm3/s Flujo Aire Transporte (Fat) : 1300 Nm3/h = 0,361 Nm3/s Temperatura Aire (Ta) : 30°C. Densidad Aire (Da) : 1,29 kg/Nm3 Flujo másico axial (Fma) : (0,194 Nm3/s).(1,29 kg/Nm3) = 0.251 kg/s Flujo másico rotacional (Fmr) : (0,361 Nm3/s).(1,29 kg/Nm3) = 0,466 kg/s Por la geometría del Quemador : Area sección axial (Aa) : 0.0009 m2 Area sección rotacional (Ar) : 0.00192 m2 Area sección carbón (Ac) : 0.0189 m2 Velocidad Axial : Va = Fa . (273+Ta)/[(273).Aa)] Va = (0,194).(273+30)/[(273).(0.0009)] Va = 239 m/s Velocidad rotacional : Vr = Fr . (273+Ta)/[(273).Ar)] Vr = (0,466).(273+30)/[(273).(0.0062)] Vr = 84 m/s Velocidad Aire transporte de carbón : Vat = Fc . (273+Ta)/[(273).Ar)] Vat = (0,361).(273+30)/[(273).(0.0189)] Vat = 21.2 m/s



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a) Impulsos

Axial : MCMa = Fma . Va MCMa = (0.251 kg/s).(239 m/s) = 60 N Rotacional: MCMr = Fmr . Vr MCMr = (0,466 kg/s). (84 m/s) = 39 N Transporte: MCMt = Fat . Vat MCMt = (0,466 kg/s).(21.2 m/s) MCMt = 10 N Impulso total : 64 + 39 + 10 = 109 N Consumo calorífico : 29.95 Gcal/h Impulso específico : 3.64 N/Gcal

b) Cálculo del swirl FR (Swirl) = 100 Mr / (M rx . De) % Donde : Mr : Momento rotacional del flujo Mr = Ir . rg . ar Ir : Impulso rotacional = 39 rg : radio de giro de la roseta= (2/3 .(re

3 - ri3)/ (re

2 - ri2) =0.11

ar : ángulo de los álabes de la roseta = 45 ° Mrx : Impulso axial + Impulso rotacional + otros = 146 N De: Diámetro exterior de la tobera = 0.58 m FR (swirl) = 10%



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Comentario El trabajo de este quemador resultaba insatisfactorio, formando una llama fría y larga, registrando valores de CO superiores a 1000 ppm en los gases de salida del horno pese a tenerse valores relativamente altos de O2 (3%). Considerando que el 7.0% de aire que se utilizaba como aire primario resultaba insuficiente para una buena conformación de llama, se procedió a incrementar el flujo total de aire, aumentando los flujos de aire axial (soplador) y rotacional (ventilador). Al alcanzar un 7.5% de aire primario, con valores de 5.5 N/Gcal de Impulso específico y un swirl de 15% se consiguió significativas mejoras en el trabajo del horno, sin necesidad de modificar el quemador, por tratarse de un carbón con alto contenido de volátiles muy fácil de quemar. CASO PRÁCTICO 2 : Determinación del Impulso específico y

Swirl de un quemador Rotaflam operando con carbón en una planta ubicada a 2100 metros de altura. Flujo de Carbón (Fc) : 5800 kg/h = 1.472 kg/s Poder Calorifico Superior (PCS) : 7010 kcal/kg Flujo Aire Axial (Fa) : 2458 Nm3/h = 0.683 Nm3/s Flujo Aire Radial (Fr) : 1733 Nm3/h = 0,481 Nm3/s Flujo Aire Transporte (Fat) : 1435 Nm3/h = 0,397 Nm3/s Temperatura Aire (Ta) : 20°C. Densidad Aire (Da) : 1,11 kg/m3 Flujo másico axial (Fma) : (0,683 Nm3/s).(1,293 kg/Nm3) = 0.883 kg/s Flujo másico rotacional (Fmr) : (0,481 Nm3/s).(1,293 kg/Nm3) = 0,622 kg/s Flujo másico transporte (Fmr) : (0,397 Nm3/s).(1,293 kg/Nm3) = 0,504 kg/s Por la geometría del Quemador : Area sección axial (Aa) : 0.0042 m2 Area sección rotacional (Ar) : 0.008 m2 Area sección carbón (Ac) : 0.012 m2



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Velocidad Axial : Va = Fa . (273+Ta) Pn/[(273) Pa.Aa)] Va = (0,683).(273+20) (760)/[(273) (650).(0.004] Va = 214 m/s Velocidad rotacional : Vr = Fr . (273+Ta)Pn/(273)Pa.Ar)] Vr = (0,481).(273+30)(760)/[(273) (650).(0.008] Vr = 75 m/s Velocidad Aire transporte de carbón : Vat = Fc . (273+Ta) Pn /[(273).Ar) Pa] Vat = (0,397).(273+20) (760)/[(273)(650).(0.016)] Vat = 31 m/s

b) Impulsos Axial : MCMa = Fma . Va MCMa = (0.883 kg/s). (214 m/s) = 189 N Rotacional: MCMr = Fmr . Vr MCMr = (0,622 kg/s). (75 m/s) = 46.7 N Transporte: MCMt = Fat . Vat MCMt = (0,504 kg/s).(31 m/s) = 15.6 MCMt = 15.6. N Impulso total : 189 + 46.7 + 15.6 = 251.3 N Consumo calorífico : 40.66 Gcal/h Impulso específico : 6.18 N/Gcal



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c) Cálculo del swirl FR (Swirl) = 100 Mr / (M rx . De) % Donde : Mr : Momento rotacional del flujo Mr = Ir . rg .Tg ar

Ir : Impulso rotacional = 46.7

rg : radio de giro de la roseta= (2/3 .(re3 - ri

3)/ (re2 - ri

2) =0.11

ar : ángulo de los álabes de la roseta = 40 ° Mrx : Impulso axial + Impulso rotacional + otros = 251.3 N De: Diámetro exterior de la tobera = 0.50 m FR (swirl) = 3.6% Comentario La apariencia del quemador mostraba falta de regulación, lo cual se comprobó con las mediciones. El aire primario resultaba muy alto y el aire central se encontró cerrado. Se utilizaba mayor proporción de impulso axial, teniéndose una llama larga y fría, lo que determinaba mucho clínker polvoso que dificultaba la observación de llama y ocasionaba frecuentes problemas en el enfriador, además de temperatura inestable en el aire secundario. La posición de la regleta axial indicaba 15 y la rotacional (radial) -8, lo cual determinaba las condiciones de velocidades e impulsos determinadas. En el Rotaflam el movimiento de los tubos influencia más las velocidades que los flujos debido a la poca caida de presión que producen. La regulación del quemador se orientó a disminuir gradualmente el aire total, cerrando el dámper del ventilador, y aumentar el flujo rotacional desplazando el tubo rotacional del punto -8 en la escala hasta llegar al punto 5, en el cual se alcanzaron condiciones satisfactorias. La posición axial se fijó en -5 con lo cual la velocidad disminuyó a 180 m/seg. Por supuesto, se abrió el aire centtral, con lo cual mejoró la forma de la llama tomando la forma de soplete. Finalmente se llegó a 9% de aire primario, lo cual se consideró satisfactorio por el momento, considerando que la planta se encontraba a 2100 m.s.n.m de altura, el impulso específic disminuyó a 4.7.



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Los resultados en este caso fueron espectaculares, mejorando las condiciones del horno en forma inmediata. Al día siguiente de las regulaciones efectuadas disminuyó en un 90% el polvo en la salida del horno permitiendo observar la llama, desapareció el río rojo en el enfriador, se estabilizó la temperatura del aire secundario en valores 100°C más altos que el promedio anterior, el consumo específico disminuyó de 914 a 830 Kcal/Kg de clínker y finalmente, en el mes siguiente al trabajo de optimización del quemador el consumo específico de energía eléctrica en la molienda final

10.5.4 ADAPTACIÓN DE QUEMADORES AL EMPLEO DE COMBUSTIBLES ALTERNOS Para que el horno cementero cumpla su rol de incinerador de basura la formación de llama cónica hueca resulta fundamental por las siguientes razones: Permite incrementar indiscriminadamente la potencia en la llama

permitiendo quemar cualquier material combustible que pueda ser inyectado a través del quemador. Al cerrarse en vez de abrirse, concentra en el corazón de la llama cierta

capacidad reductora, eliminando el NOX que pudiese formarse. Protege al refractario de contactos de gases que pudiesen resultar

corrosivos., provenientes de combustibles alternos. Permite utilizar residuos combustibles tóxicos y/o peligrosos

Al favorecer la combustión completa en la llama, permite mayor

disponibilidad de oxígeno para quemar combustibles sólidos que se introducen por la cámara de enlace y queman en el horno.

Figura 10.56 Llama cónica hueca para quemar combustibles alternos



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Los fabricantes de quemadores han adaptado sus diseños para permitir introducir a la llama varios combustibles al mismo tiempo, pero cuando se dispone de combustibles líquidos, lo correcto y conveniente es dosificar los combustibles líquidos alternos y/o residuos combustibles al flujo del fuel oil. Al establecer la Teoría Inorganica de la Combustión que todos los combustibles son lo mismo y se queman en la misma forma han demostrado que pueden llegar sin incoinvenientes en forma mezclada a la boquilla del quemador, inyectándose en forma conjunta. En términos generales podemos establecer las posibilidades y conveniencia de incorporar combustibles alternos o residuos combustibles a través del quemador principal del horno, en función de su estado físico: Combustibles sólidos: Todo lo que se pueda moler y pueda ser inyectado

con transporte neumático. En la Figura 10.56 se muestra un quemador especialmente adaptado para permitir la introducción de materiales sólidos o pulverulentos, tales como aserrín, cascarillas de arroz, trigo, cebada, etc; también semillas de girasol, pepas de uvas residuo de la industria vitivinícola, etc. Combustibles líquidos: Todos los combustibles residuales o residuos

combustibles, aceites usados, aceites industriales residuales, etc. pueden inyectarse por la lanza central que normalmente corresponde al Fuel Oil. Resulta de la mayor importancia establecer que la mezcla debe ser realizada en línea, para asegurar una buena mezcla y homogenización.



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Gases combustibles: En instalaciones que disponen de gas natural puede considerarse la dosificación, por succión, al flujo de gas; en caso contrario, debe disponerse de un quemador diseñado para gas natural, inyectando el gas residual en condiciones de presión que eliminen la posibilidad de fugas y aseguren su combustión completa.

Figura 10.57 Quemador multicanal

10.5.5 LA TECNOLOGÍA DE COMBUSTIÓN & CLINKERIZACIÓN EN QUEMADORES Existen 3 razones para que no exista un quemador diseñado, fabricado y comercializado por C & C:

Consideramos que se debe adecuar el diseño del quemador al horno cementero y no el horno cementero al diseño del quemador.

Preferimos no vender equipo para tomar decisiones basadas en criterior exclusivamente técnicos para los proyectos de optimización que desarrollamos en plantas cementeras.

Siendo expertos en simplificar la tecnología, el quemador ideal para cada caso no representa un atractivo comercial.



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Figura 10.58

Todos los quemadores se basan en el mismo principio

La tecnología de la combustión industrial en el Siglo XXI resulta totalmente diferente a la aplicada en el campo cementero en el pasado.

La teoría inorgánica de la combustión simplifica este campo demostrando que todos los combustibles son básicamente combinaciones carbono-hidrógeno y que todos se queman en la misma forma llegando siempre a la combustión heterogénea de la partícula de carbón.

La evolución del diseño de quemadores ha llegado al punto de definir con claridad que todos obedecen al mismo principio de funcionamiento y solamente existe una forma de llama conveniente para todos los hornos cementeros, sin interesar si es de vía húmeda, semiseca o seca, si tiene más o menos ciclones y precalcinación, su antigüedad, relación longitud/diámetro, etc.

Habiendo llegado a este nivel del conocimiento, consideramos absurdo el tener que ajustar las condiciones operativas del horno a un determinado modelo de quemador de dimensiones fijas y diseño rígido, producido en serie, con la mayor complejidad posible para adjudicarle mayor valor agregado, cubriendo rangos y posibilidades que probablemente nunca serán utilizados.

La simplificación de la tecnología en este campo resulta ciertamente revolucionaria, pero lógica y técnicamente correcta, determinando que parezcan obsoletos los diseños de quemadores que presumían hace pocos años como tecnología de avanzada.



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Teniendo capacidad para diseñar cualquier tipo de quemador, hemos considerado conveniente definir las características de diseño y funcionales de cada quemador individual en función de las particularidades del sistema del horno y los combustibles utilizados, priorizando los objetivos de formar una llama cónica hueca, horizontal y centrada en el eje del horno. Si el quemador existente no permite cumplir estos objetivos debe cambiarse o modificarse.

Esta concepción de la tecnología de quemadores no solamente resulta conveniente por requerir menores inversiones, sino fundamentalmente porque técnicamente constituye la mejor opción y resulta accesible para el personal de planta, lo que resulta imprescindible para optimización funcional del sistema.

Considerando el importante potencial de optimización que representan los hornos cementeros operando con quemadores inadecuados, esta tecnología plantea posibilidades factibles y económicas para superar esta condición en forma inmediata, permitiendo la modificación de quemadores existentes con resultados iguales o mejores que los que se obtienen con un cambio de quemador y/o promoviendo el diseño, fabricación, montaje y puesta en servicio de quemadores con recursos propios y contratación local de servicios.

Para alcanzar los objetivos de optimización que debe permitir un trabajo adecuado de los quemadores COMBUSTIÓN & CLINKERIZACIÓN ofrece los siguientes servicios: A) DISEÑO DE QUEMADORES C&C no ofrece un modelo comercial de quemadores, sino la posibilidad de efectuar un diseño para cada horno o proyecto en particular, comprometiendo la entrega de planos y la supervisión de su fabricación, montaje y puesta en servicio. Los elementos básicos de un diseño suficientemente funcional y efectivo son relacionados con los combustibles utilizados y los impulsos empleados para manejo de llama, lo cual nos permite concebir un diseño básico general. En cuanto a combustibles, solamente en el caso del gas natural su acción resulta un factor activo para conformación de llama; para petróleos residuales y carbón, el flujo dominante es el aire primario. Los impulsos para control operativo son :

Impulso axial exterior, proporcionado por aire primario o gas, suficiente para succionar con rapidez el aire secundario proveniente del enfriador.



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Impulso rotacional interior, regulable para imprimir la proporción de swirl

que resulte necesaria en función de la combustibilidad del combustible utilizado. Radialidad del impulso rotacional: Define la orientación del flujo interior

respecto al eje del horno, resultando justificable en razón de que el diámetro de la tobera siempre resulta bastante inferior al del horno.

Aire Central: Su función es pasiva en el sentido que solamente sirve para

mantener un presion mínima en el centro de la llama, para permitir que la llama se cierre ha cia el centro, protegiendo costra y refractario. Podría decirse que forma el hueco de presión de la llama cónica hueca.

Aire de refrigeración: Podría resultar necesario en algunos casos,

recordando que el quemador trabaja metido en el infierno, por lo cual los tubos que no tengan flujos permanentes deberán protegerse con flujos mínimos de aire. Un buen diseño de quemador aprovecha los flujos de gas y/o aire primario para efectuar el trabajo de refrigeración, eviitando este ingreso de aire falso frío.

Figura 10.59 Llama cónica hueca

Obligatoria en cualquier Horno Cementero moderno



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B) Modificación de quemadores existentes Disponiendo de un diseño básico ideal para un horno en funcionamiento, tendrá que tomarse la decisión de instalar un nuevo quemador o modificar el existente. La estructura de soporte y conexiones de los quemadores representan una parte importante del costo de fabricación. En los quemadores antiguos, tales estructuras resultaban enormes y pesadas, muy poco adecuadas para efectuar maniobras rápidas y poco versátiles para permitir movimiento de la posición y alineamiento de los quemadores en el interior del horno. Estas moles deben ser eliminadas y sustituidas por diseños modernos prácticos, versátiles y fácilmente desplazables, permitiendo el alineamiento y posicionamiento del quemador con facilidad y rapidez, cuando se instala un nuevo quemador, En estos casos se justifica un cambio completo del quemador.

Figura 10.60 Resulta relativamente simple modificar los quemadores existentes



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Cuando se dispone de estructuras adecuadas pero el funcionamiento del quemador no cumple los requerimientos básicos de poder formar una llama cónica hueca con el mínimo aire primario frío, o sin aire primario para el caso de disponer de gas natural, la modificación del quemador para llegar al diseño ideal podría conseguirse aprovechando la mayor parte del quemador existente. Si consideramos que en el diseño del quemador se manejan impulsos que son el resultado del producto del flujo másico por su velocidad, deberá considerarse si las fuentes de impulsos son las adecuadas, para definir su reemplazo o modificación. Como generalmente se maneja como flujo dominante el aire primario, siendo la tendencia al cambiar quemador, o modificarlo, el procurar utilizar menor proporción de aire primario con mayor impulso, al estrechar la sección de salida, la presión estática de los ventiladores podría resultar insuficiente para mantener el impulso; en tal caso tendría que modificarse o cambiarse el ventilador. Para cambiar las secciones de salida en la punta del quemador podría bastar un dimensionamiento del arreglo de tubos concéntricos, estableciendo las secciones apropiadas para los rangos de variación de los impulsos comprometidos. En el caso del impulso axial exterior, resulta conveniente dividir el espacio anular en toberas para producir un conjunto de chorros individuales. Esta modificación para la misma sección y flujo, produce un efecto 10% mayor sobre la succión del aire secundario y que se aprecia en el ángulo mitad. En el caso del impulso rotacional, la altura y el ángulo de los álabes de la roseta resultan determinantes para la fuerza rotacional del chorro. La determinación de la sección del aire de transporte de carbón, obedece al objetivo de evitar la acumulación de carbón en la tubería, manteniendo una velocidad mínima de 20 m/seg. La potencia suficiente del quemador, dependiente de la energía cinética disponible para el manejo y control de la llama, puede permitir quemar simultáneamente varios combustibles, en el entendimiento que todos llegarán siempre a la partícula de carbón como núcleo de la combustión. En estos casos, los combustibles tendrán que inyectarse en la forma adecuada para ser craqueados antes de quemar (gases) atomizados y craqueados (líquidos) o simplemente calentados hasta ignición y quemados con combustión heterogénea (sólidos).

Disponer del quemador apropiado representa para los hornos cementeros una condición imprescindible, pero la fuerte inversión que representa un quemador



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nuevo podría dificultar este objetivo. El mayor conocimiento de la tecnología del diseño, funcionamiento y regulación de quemadores para hornos cementeros permite concebir proyectos de modificación de los diseños existentes con mínimas inversiones y similares resultados. C) Quemadores de Petróleo y/o carbón sin aire primario Los fabricantes de quemadores han competido en desarrollar diseños que utilicen para su funcionamiento el mínimo de aire primario, con el propósito de favorecer la mayor recuperación de calor aumentando la proporción de aire secundario caliente para aportar el oxígeno requerido por la combustión. COMBUSTIÓN INDUSTRIAL S.A, ha logrado «eliminarlo. Los quemadores unicanal utilizados con circuitos de molienda directa utili-zaban alrededor de 35% de aire primario, en el cual se incorporaba el vapor extraído en el secado. Al instalar circuitos de molienda indirecta y desarrollar quemadores multicahal, se disminuye el aire primario a valores entre 12 y 14%. Los quemadores Swirlax de FLS y la tobera de 3 circuitos de Pillard son los más utilizados en esta etapa.

Pillard sustituye la regulación de flujos con válvula tipo mariposa por un diseño que permite hacerlo con el desplazamiento longitudinal de los tubos concéntricos en el quemador ROTAFLAM. El ahorro de energía cinética que consigue permite a adecuada formación de llama con un 7 a 8% de aire primario.

KHD decide instalar un soplador para el aire axial (JET) y un ventilador para el radial y alcanza valores de 6 a 8% de aire primario total, considerando también el aire de transporte de carbón. FLS pretende utilizar aire aportado por un soplador para axial y radial, anunciando que su quemador CENTRAX puede trabajar con 3,5% de aire axial y radial, mas el aire de transporte (1,15%). Todos estos esfuerzos se han basado en el fundamento y principio general del funcionamiento de todos los quemadores, basado en que la reacción química y el proceso fisicoquímico de la combustión se controlan y dominan con el control de flujos y el aporte de energía cinética contenida en el aire primario.

COMBUSTIÓN & CLINKERIZACIÓN. imponiendo el criterio y la conveniencia del

usuario, supera a todos; demuestra que los quemadores para carbón y

combustóleo pueden funcionar "sin aire primario", utilizando el 100% de aire

secundario como aire de combustión, cuando se dispone de suministro de gas

natural.



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El fundamento de este concepto se basa en la utilización del gas natural como

aportante de energía cinética. Cuando se trata de quemadores de gas, el aire

primario no resulta necesario, pues la energía cinética requerida para controlar

la formación de llama puede y debe aportarse con el gas. Utilizar aire primario en

un quemador de gas natural resulta innecesario y por tanto inconveniente, al

afectar el adecuado control sobre la llama y la recuperación de calor.

Basados también en estos conceptos nos permitimos afirmar que cuando se

dispone de gas natural, resulta conveniente técnica y económicamente utilizarlo

como aportante de energía cinética en vez del aire primario.

Las principales ventajas y alternativas de esta innovación tecnológica son

importantes:

Ventajas

• Máximo aprovechamiento del calor recuperado en el enfriador

• Ahorro de K\v-h al eliminar los ventiladores y sopladores de aire primario

• Aprovechamiento de la energía potencial disponible en el suministro de

combustible

• Simplificación del diseño del quemador

• Control operativo más simple y funcional

Alternativas

• Mejora significativa de consumos específicos de energía térmica (kcal/kg) y

eléctrica (kw-h/t).

• Manejo de llamas más calientes y cortas

• Utilización eficiente del pet-coke y Antracitas más difíciles dequemar. El gas

natural aporta los volátiles pobres en estos combustibles.

• Utilización del gas con llamas más emisivas.

• Ampliación de las posibilidades de utilización de combustibles alternativos.



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A) FUNDAMENTO TÉCNICO-ECONÓMICO

La tecnología de COMBUSTIÓN INDUSTRIAL S.A. está revolucionando muchos

conceptos y creando con ello muchas alternativas interesantes.

Bajo la consideración que sustenta la teoría inorgánica de la combustión de que

todos los combustibles terminan quemando en la misma forma y que la mecáni-

ca de fluidos resulta el factor fundamental de manejo de la combustión, somos

capaces de diseñar y modificar cualquier quemador, adaptándolo para

conseguir la condición operativa más eficiente para cada instalación y cir-

cunstancias operativas.

En la parte de capacitación que acompaña todos los proyectos que

desarrollamos en varios países latinoamericanos y próximamente en España,

utilizamos un argumento muy claro y explícito para explicar la función del aire

primario como aportante de energía cinética : manifestamos que en vez de aire

podríamos utilizar nitrógeno o cualquier fluido que aporte energía cinética

(masa x velocidad2) y que maneje las condiciones de turbulencia y mezcla del

aire secundario, aportante del oxígeno de la combustión, con las partículas de

carbón elemental.

Si lo que se requiere es energía cinética y la ventaja de usar aire radica en que

además aporta oxígeno, porqué no usar gas natural para cumplir esta función y

además aportar hidrógeno y carbono para la reacción de combustión.

En las plantas industriales el gas natural se suministra a 60 psi , equivalentes a

unos 4000 mbar; un soplador de pirojet impulsa aire primario a menos de 1000

bares. Esta abundante energía cinética no figura en la facturación de la

empresa de gas, la cual sólo cobra el poder calorífico del combustible.

El ahorro inmediato de energía eléctrica ya resulta considerable. En un

quemador pirojet de regular capacida el consumo de kw-h de los motores del

soplador y ventilador utilizados podría ser de alrededor de 35 kw-h. Tomando

un costo promedio de 0.06 US$/ kw, el ahorro anual por la modificación del

concepto funcional del quemador podría representar unos 20.000 US$/año,

además de los que involucran el mantenimiento y depreciación de equipos,

instalaciones e instrumentación.



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B) CRITERIOS DE DISEÑO

Todos los quemadores de carbón requieren de un sistema de ignición de

combustible líquido o gas que normalmente cumple la función de piloto en el

arranque, para el calentamiento del homo hasta alcanzar la temperatura de

ignición del carbón que autosostenga la llama.

Los quemadores duales petróleo-carbón permiten utilizar indistintamente uno u

otro combustible con una proporción cada vez menor de aire primario, impres-

cindible para aportar la energía cinética requerida para el adecuado manejo de

llama.

La disponibilidad de gas natural en las plantas cementeras representa una gran

facilidad para manejar esta exigencia, pero equivocadamente se ha ubicado al gas

en la misma función que el petróleo, manteniendo el aire primario para manejo

de llama.

Así como en los quemadores de gas resulta absurdo utilizar aire primario,

también en los quemadores duales gas-carbón o gas- petróleo se puede y

debería eliminar el aire primario, resultando la única condición requerida para

ello, disponer de un diseño adecuado de quemador.

La excelente disponibilidad de energía cinética con el gas permite considerar

muchas alternativas en cuanto a conformación del quemador, similares a las que

se han manejado y evolucionado al efectuar el mismo trabajo con aire primario,

con la salvedad de resultar necesario tener en cuenta que al utilizar aire primario

se dispone de oxígeno adicional, mientras que en el caso de gas, el exceso será

de combustible.

Esta diferencia puede representar una ventaja adicional en lo referente a la

disminución de la generación de NOx.

En principio, todos los quemadores diseñados para utilizar aire primario axial y

radial, podrían sustituirlo por gas que cumpla la misma función y tarea, aportando la

cantidad equivalente de energía cinética; la diferencia de densidad entre ambos

fluidos.



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La combinación del quemador ultrasónico de gas con toberas axiales y radiales en

la parte central con el flujo de aire de transporte de carbón en la parte exterior

anular de un tubo correctamente dimensionado resulta una alternativa simple y

funcional . Por supuesto, los quemadores con la posibilidad simultánea de

combustibles sólidos, líquidos y gaseosos, además de aire primario axial, radial

y central, resulta un buen negocio para el fabricante, pero una aberración técnica

que no sólo resulta costoso en cuanto a inversión sino que además dificulta su

eficiencia y manejo operativo por el gran diámetro que termina conformando, lo

cual resulta inconveniente para el control de la forma de llama y eficiencia de la

combustión.

C) EXPERIENCIA DE OPERACIÓN

Como en la mayor parte de aspectos técnicos que desarrolla COMBINSA la

concepción del quemador sin aire primario es resultado de la experiencia en plan-

ta con el análisis teórico y la investigación aplicada.

En todas las oportunidades que hemos tenido que optimizar quemadores de gas

natural, ha sido una constante la eliminación del aire primario, por supuesto, con

buenos resultados.

Una experiencia reveladora en este campo fué la puesta en servicio del

quemador dual de Riess en la planta de Tolcemento en Colombia. La

combinación del quemador ultrasónico con el tubo de carbón no nos gustó, y

tampoco mucho al propio Riess, pero al probar el quemador la experiencia

resultó reveladora. El análisis técnico de las razones del buen funcionamiento del

quemador trabajando con la cantidad mínima requerida de gas y el resto de car-

bón, e inclusive pet coke, nos ha abierto una perspectiva diferente en este

campo, que hemos continuado desarrollando.



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El Quemador principal del horno cementero ha estado acostumbrado a hacer lo que le daba la gana, complicando innecesariamente el proceso y el clínker. ¡NOSOTROS LO HEMOS PUESTO EN SU SITIO!



El crudo de alimentación al horno, además de los 4 óxidos básicos fundamentales, contiene por lo menos media tabla periódica de elementos; algunos de los que se encuentran en mayor proporción tienen una importante influencia sobre los objetivos operativos del sistema, integrándose al clínker o viajando con los gases circulantes; tamién ingresan al sistema con los combustibles. Ignorarlos es un peligro para el proceso de clinkerización y el producto final; estudiarlos, analizarlos y mantener bajo control su presencia en el sistema resulta obligatorio. La creciente utilización de combustibles alternos y residuos combustibles aumenta la importancia de este tema. Al caracterizar el crudo de alimentación se mencionaron todos los componentes minoritarios que participan en el proceso, definiendo sus formas de incorporación y características principales. Entre tales componentes destacan el Magnesio, los álcalis, los sulfatos y los cloruros. Aunque constituyen normalmente menos del 4% de la composición química del clinker, pueden tener una fuerte influencia



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en las reacciones de clinkerizacion, en las propiedades del cemento y en el aspecto ambiental. También ha adquirido interés el estudio de componentes secundarios, e incluso de su incorporación como adición, con varios fines:

Obtener crudos más reactivos. Aumentar la eficiencia y economía del proceso. Ampliar la gama de yacimientos de materias primas con mayor nivel de

impurezas y de combustibles alternos. Producir cementos de mejor calidad.

Los componentes secundarios pueden dividirse en relación al proceso de fabricación del clinker en: A) No volátiles, como el MgO, TiO2, P2O5, Mn2O3, BaO, SrO, NiO, Co2O3,

CuO, y Cr2O3. B) Baja volatilidad, como F, V2O5, y As2O3 C) Alta volatilidad, como SO3, K2O, Na2O, Cl, ZnO, CdO, y Tl2O. En el proceso de cocción estos componentes menores ejercen tres acciones principales: Modificar las propiedades de la fase liquida. Trastocar el equilibrio de fases. Modificar la estructura de los minerales del clínker. Unos se llaman FUNDENTES, que son sustancias que reducen la temperatura de formación de la fase liquida. En general todos los componentes que se disuelvan en la fase liquida reducirán la temperatura de su aparición. Otros, en muchos casos los mismos, se llaman MINERALIZADORES, los cuales de alguna manera aceleran la velocidad de un proceso o de una reacción, tanto en fase sólida, en fase liquida o en la interfase sólido-liquido. Los mineralizadores en la interfase sólido - liquido (modificadores de la cinética de disolución de C2S y CaO en la fase liquida) actúan aumentando la capacidad de ―mojado‖ de la fase liquida, es decir, reduciendo la tensión superficial y, en consecuencia, permitiendo participar en el proceso de disolución una fracción mas elevada de las superficies expuestas de las fases sólidas. Los mineralizadores en la fase líquida, aceleran la difusión iónica, reduciendo la viscosidad del líquido.



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La influencia de los componentes menores en las propiedades del clínker y cemento pueden resumirse en los siguientes puntos: Reducción de la temperatura de formación de la fase líquida. Modificación de la viscosidad de la fase líquida. Modificación de la tensión superficial de la fase líquida. Modificación de la morfología de los cristales. Puede cambiar la relativa estabilidad termodinámica de los minerales del clínker. Modifica la reactividad hidráulica de los minerales del clínker En este Capítulo vamos a estudiar las formas de participación en el proceso de los 4 componentes secundarios principales y de mayor influencia sobre el proceso y la operatividad del sistema de producción de clínker: Magnesio, Alcalis, Sulfatos y Cloruros

11.1 MAGNESIO: ¿AMIGO O ENEMIGO? La participación del Magnesio en el proceso de fabricación de cemento es oscura, incierta y en muchos casos desconocida. La literatura técnica especializada lo considera y clasifica como impureza y factor de deshomogeneización en las materias primas, fundente de escasa importancia en el proceso y componente minoritario intrascendente en valores moderados, pero peligroso por expansión demorada del cemento si excede límites tolerables. No estamos de acuerdo; consideramos que la importancia del Magnesio para el adecuado desarrollo del proceso es mayor de la que se le reconoce y la investigación que hemos efectuado en este sentido nos ha confirmado tal apreciación original. Al agotar los factores potenciales de optimización dependientes de la combustión y la transferencia de calor, debemos proyectarnos a los factores dependientes del crudo; aprovechar positivamente la presencia del Magnesio en el proceso de transformación del crudo en clínker, representará una buena posibilidad de optimización de costos.

Figura 11.1 Magnesio: El quinto elemento



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Los cuatro constituyentes básicos del cemento (C, S, A y F) son, después del oxígeno, los elementos más abundantes en la corteza terrestre, lo cual resulta lógico para el aglomerante constructivo por excelencia. El sexto elemento más abundante en la corteza terrestre es el magnesio (aproximadamente 2.5% en masa) y representa el Quinto elemento en importancia, entre los constituyentes del clínker que se convierte en cemento en la molienda. Materias primas con baja cantidad de Mg son muy escasas, y por lo tanto es de importancia económica considerar el limite superior de Mg que puede tolerarse en el clinker. Básicamente, el limite superior es fijado por:

La baja solubilidad del Mg en las fases del clinker (C3S, C2S, C3A y C4AF).

La presencia de periclasa libre en las mezclas sobresaturadas en MgO y

su subsecuente lenta pero expansiva reacción entre la periclasa libre y el agua. Es de anotar que el Mg incorporado en las fases diferentes a la periclasa no es expansivo, por ejemplo el Mg presente en la escoria de alto horno, o el Mg concentrado en la estructura vítrea del clinker.

Prácticamente todas las calizas presentan magnesio en su composición en forma de carbonato o carbonato doble, tanto mas cuanto mas antigua es su formación. La habilidad del clinker para asimilar el MgO es limitada por factores fisicoquimicos. En la práctica, la mayoría de las calizas magnesianas tienen poco grado de homogeneización, conteniendo ocasionales granos dolomiticos, así entonces la habilidad del clinker para asimilar el Mg es reducida por su distribución poco homogénea. Desde el punto de vista tecnológico, la presencia de magnesio facilita la reactividad de los crudos a altas temperaturas (1300°C) pero desgraciadamente su presencia en estado libre, a partir de ciertas proporciones que entran en soluciones sólidas con los minerales del clinker, es causa de inestabilidad de volumen de los cementos en la hidratación, razón por la cual limitan su contenido todas las normas del mundo. En cada litro de agua de mar se encuentran alrededor de 1.5 gramos de Magnesio, lo cual la convierte en la principal fuente de obtención por electrolisis de su cloruro fundido y explica su presencia permanente en las formaciones de caliza utilizadas como materias primas para fabricación de cemento.



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El Magnesio es un metal alcalinoterreo, como el Calcio, quedando definido su comportamiento en función de sus formas de combinación: En las materias primas generalmente se encuentra como Dolomita que es un Carbonato doble de Ca y Mg (CaCO3.MgCO3) El óxido de Magnesio, también llamado magnesia o periclasa funde a unos 28250C lo que lo convierte en uno de los óxidos más refractarios. La hidratación del MgO es muy lenta y produce una suspensión sólida blanca denominada leche de magnesia (Mg(OH)2), conocida por su empleo para tratar la indigestión ácida. El MgO y la alúmina (Al2O3) forman un único compuesto, la espinela, que funde congruentemente a 2105°C y se utiliza para los refractarios básicos utilizados en los hornos modernos.

11.1.1 El Magnesio y los refractarios En el horno cementero, en el cual se desarrolla un proceso con elevados niveles de concentración térmica, alrededor de 1350°C en el material y 1 800°C en la llama, no solamente se requiere revestimiento refractario que proteja la chapa metálica, sino también la formación de una costra protectora del propio refractario, constituida por el mismo clínker formado en el proceso.

Figura 11.2 El elevado punto de fusión del magnesio lo convierte en materia prima

para materiales refractarios



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Prácticamente todos los refractarios básicos que tienen la capacidad de formar costra protectora están basados en formas de combinación del Magnesio: Cromo -Magnesita, Dolomita, Magnesita y Magnesia -Espinela. El MgO también se emplea como aditivo de postcombustión para minimizar la corrosión ácida en las zonas de salida de los gases. Al combinarse con el SO3 que daría lugar a la formación y condensación de ácido sulfúrico, forma sulfatos de Mg que inhiben esta reacción. Se dosifican en los cases de combustión; también un exceso en la dosificación en el combustible producirá un efecto positivo. Como sulfato de Mg soluble en agua, se disuelve en agua y emulsifica en el combustible, proporcionándose también en polvo con menos de 1 micra. Se usa en una relación Mg/V de 3.0.

• Dispersiones en agua o petróleo de MgO o M~(OH)~ Se ofrecen en suspensiones con contenidos de Mg de 37.5% tamaños de partículas de 1 .7 - 2 micras.

• En forma pulverizada como MgO o Mg(OH), con concentraciones típicas de 54-

58 % y partículas de 18-20 micras.

11.1.2 El Magnesio en el proceso de fabricación del cemento En las plantas cementeras la participación del magnesio la encontramos en 4 puntos específicos: Materias primas y dosificación de crudos, desarrollo del proceso y atmósfera del horno, conformación del clínker y en la calidad final del cemento. a) En las materias primas y dosificación de crudos :

Prácticamente todas las calizas tienen contenidos variables de Carbonatos de Magnesio que acompañan los Carbonatos de Calcio que se utilizan como base de dosificación cuando no se dispone de técnicas de análisis por Rayos X y sistemas automáticos de dosificación con análisis químicos completos.



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En la práctica, el principal inconveniente que presenta la presencia de Mg en este punto del proceso es el factor de variabilidad que representa, lo que termi-na influenciando en primer lugar la disponibilidad real de Calcio para las reacciones de clinkerización y la reactividad del crudo, por variación de la temperatura de clinkerización por acción de los fundentes. Prácticamente todas las calizas presentan magnesio en su composición en forma de carbonato o carbonato doble (CaCO3.MgCO,) que resulta conocida como Dolomita. La forma de combinación que presenta el Mg nos indica sus características de forrnación geológica, incrementándose su proporción con su antigüedad. La variabilidad que presenta el Magnesio en las materias primas puede resultar un factor de inestabilidad en el horno, debido a que no se toma en cuenta su contenido para la explotación de canteras y dosificación de crudos. b) En el desarrollo del proceso El efecto de la presencia de Magnesio en el crudo influencia la disponibilidad de fase líquida en las condiciones de operación, lo cual permite considerarlo como un efectivo fundente. La saturación de crudo con Mg (5% en el líquido;1-2 % en el clínker) producirá una disminución de la temperatura de clinkerización de 1338 a 1301 °C, variando el valor crítico del módulo de fundentes de 1.4 a 1.6. Este efecto se produce porque el Mg contrarresta la solución sólida de parte del C3A y C4AF en la alita y belita, aumentando la disponibilidad total de líquido para desarrollo del proceso. De acuerdo a lo recomendado por Lea y Parker para cuantificar el efecto de la presencia del Magnesio, resulta justificado aumentarlo en la fórmula para calcular la proporción de líquido % líquido = 95 % Al2O3 + 9% FeO +% Mg Basados en esta consideración, podemos afirmar que la variación del Mg influye directamente en la disponibilidad de fase líquida y por tanto, sobre la reactividad del crudo en proceso, la nodulización, formación de costra y la estabilidad operativa del horno. Podríamos diferenciar la importancia relativa de la presencia del Magnesio para dos condiciones diferentes en la atmósfera del horno, determinadas por el valor que presente el módulo de sulfatos Para MS> 1 la presencia de Magnesio resulta de gran importancia, debido a que los problemas de incrustaciones y pegaduras se producen por un problema de sulfatos. Al formarse sulfatos de Mg de alto punto de fusión, mejorará el comportamiento del crudo en términos generales.



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Para MS<1 el problema es de álcalis y al resultar el Potasio y el Sodio más reactivos que el Magnesio, la influencia del Mg será menor por formarse menos compuestos con alto punto de fusión. Los cloruros también restan la formación de compuestos del Mg. El Magnesio en el interior del horno representa un factor de estabilización del comportamiento del crudo en proceso, evitando las tendencias a pegaduras del material en puntos inconvenientes y peligrosos. c) Magnesio y conformación del clínker En la conformación de las fases mineralógicas del clínker juega un papel de gran importancia la participación de la fase líquida, debido a que las reacciones de formación de alita a partir del C2S y la cal libre (CaO) se efectúan por migración iónica a través del líquido, por lo cual la viscosidad y tensión superficial de la fase líquida juegan un papel fundamental. En los gráficos del Cuadro 3 se aprecia la influencia de la presencia del Magnesio y otros componentes minoritarios sobre la viscosidad y tensión superficial del líquido. En el comportamiento de la fase líquida durante el enfriamiento, la presencia del Magnesio influencia fuertemente las posibilidades de formación de vidrio o cristalización, lo cual influencia la molturabilidad del clínker formado y su reactividad en el momerito de la hidratación del cemento. El Magnesio también juega un rol determinante en la coloración del clínker; debido a su intrusión en el C3A, determinando la coloración típica del clínker gris-negruzco. Cuando se presenta atmósfera reductora y el Fe2O3 se reduce a FeO, se desplaza la intrusión del MgO en el C3A , lo cual produce el marroneo del clínker y la alteración del fraguado. Al llegar al enfriador se invierte esta tendencia en la parle superficial del clínker, pero el color marrón puede permanecer en el interior de gránulos grandes. d) Magnesio y expansión en el cemento El Magnesio se encuentra hasta en un 2 % combinado en las fases mineralógicas del clínker; más allá de esta cifra aparece como MgO (periclasa) en el clínker. La periclasa se transforma con el agua en Mg(OH)2 ; MgO + H2O = Mg(OH)2, pero la reacción discurre muy lentamente, cuando las restantes reacciones de endurecimiento ya han concluido. Como el Mg(OH)2 adquiere mayor volumen que el MgO, en el punto en el que se encuentra el gránulo de periclasa, puede hacer saltar la roca de cemento y originar grietas (expansión por magnesia).



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El tamaño máximo de periclasa que influye en la estabilidad del volumen del cemento es de unas 5-8 micras. Por enfriamiento lento estos cristales pueden llegar a tener 60 micras. Se ha comprobado que el cemento con un contenido de 4% de periclasa con tamaño de hasta 5 micras produce en la autoclave igual expansión que un contenido de cristales de periclasa que tenían entre 30-60 micras. El enfriamiento rápido del clínker permite un mayor contenido de MgO, mientras que para enfriamiento lento el MgO debe permanecer en valores bajos. Las normas para cementos limitan el contenido de Mg hasta un máximo de 5%. El MgO solidificado en estado vítreo no tiene ningún efecto perjudicial sobre la estabilidad de volumen. El Magnesio tiene mayor importancia de la que se le reconoce en las plantas cementeras y resultará conveniente tomarlo en cuenta en la dosificación de crudos, aprovecharlo como factor de estabilización en el proceso y prevenir su acción expansiva en el cemento. 11.2 ALCALIS Y CIRCUITOS DE VOLATILES EN EL HORNO La corriente gaseosa que fluye en sentido contrario a la corriente del crudo en proceso de cocción, contiene, además del polvo y gases de combustión, combinaciones de álcalis, azufre, cloro y flúor. Estos últimos, formados principalmente a partir de compuestos vaporizados y disociados de la carga del horno y del combustible en la zona de sinterización; posteriormente estos compuestos se condensan en las zonas del intercambiador donde se tienen temperaturas inferiores, reaccionando con el crudo en proceso y retornando a través del horno a la zona de sinterización donde se vuelven a evaporar en proporción a su grado de volatilidad. Este proceso repetitivo nos lleva al establecimiento de lo que se denomina CIRCUITO INTERNO. De esta manera se forman sales fundidas pegajosas, reduciendo la fluidez del material, y en cantidades suficientes pueden pegarse en las paredes, donde algunas veces y en especial durante cambios en el perfil de temperatura, caen pedazos de costra y bloquean las salidas de los ciclones. Si la cantidad de sales fundidas es demasiado alta, bien sea por una excesiva entrada de elementos volátiles o por un alto grado de volatilidad, será necesaria la instalación de un bypass, para extraer parte de los elementos circulantes del sistema. Una pequeña parte de los elementos circulantes dejan el sistema del horno con los gases pulverulentos que pasan por el ventilador de tiro, siendo luego recuperados en la unidad de despolvamiento y reintroducidos al sistema; de esta manera se origina el llamado CIRCUITO EXTERNO.



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Como resultado de los procesos cíclicos, la concentración de los constituyentes citados aumenta en el producto en proceso y el propio clínker, hasta limites definidos por las propias características de los compuestos formados. Para cada uno de ellos, el equilibrio se alcanzará cuando las cantidades que entran con la alimentación, polvo recuperado y combustibles son iguales a las que salen por el clínker, gases de escape y polvo eliminado. La acumulación de estos compuestos en la carga puede modificar su comportamiento en el horno, singularmente sus propiedades fundentes; además, cabe la posibilidad de una reacción directa entre los constituyentes de los gases del horno y el producto sólido. Todo ello puede dar lugar a la formación de depósitos y anillos. Lógicamente, estas reacciones en la atmósfera gaseosa o las que tienen lugar entre los gases y el sólido influyen de una forma decisiva en la emisión de gases del sistema: cuanto mayor sea la proporción que permanece en el material consecuencia de reacciones, tanto menor será la proporción de compuestos gaseosos emitidos. Dependiendo de cada elemento circulante en particular y de sus compuestos, el punto de condensación esta en el rango de 650 y 1000 °C. La condensación del Cloro y sus componentes se lleva a cabo principalmente entre 650 y 800 °C, mientras que la condensación de los sulfatos y sus componentes se produce entre 800 y 1000 °C. Como se ha mencionado, los elementos circulantes volatilizan en las zonas mas calientes del horno y condensan en las áreas mas frías del sistema. Por lo tanto, los factores más importantes en el comportamiento de los elementos circulantes son el punto de fusión, el punto de vaporización y la presión de vapor de acuerdo a la temperatura. En el Cuadro 11.1 se indican algunas temperaturas de fusión para los cloruros, sulfatos y carbonatos alcalinos. De allí podemos establecer que los cloruros condensan a temperaturas mas bajas que los carbonatos alcalinos y sulfatos. Algunas investigaciones han revelado que el sulfato de calcio, el oxido de calcio y los sulfatos alcalinos forman eutecticos que pueden tener mas bajas temperaturas de fusión que los componentes elementales. Bajo la presencia de cloro estas temperaturas de fusión son inferiores a 700 °C. También los carbonatos alcalinos presentan en estos casos temperaturas de fusión inferiores; sin embargo, en tales casos los álcalis pueden ser sulfatados por la adición de yeso para que así no se presente un problema mayor.



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Cuadro 11. 1

PUNTOS DE FUSION

CLORUROS

NaCl 800 ºC

KCl (silvinita) 776 ºC

CaCl2 772 ºC

SULFATOS

Na2SO4 884 ºC

K2SO4 (arcanita) 1069 ºC

CaSO4 (anhidrita) 1280 ºC

CARBONATOS ALCALINOS

K2CO3 900 ºC

Na2CO3 855 ºC

Todos estos compuestos fundidos, cuando están en grandes cantidades, llevan a severas incrustaciones en el precalentador y la entrada al horno. Los problemas se incrementan por ser la volatilización un proceso de reacciones endotérmicas, mientras que la condensación es exotérmica. De esta manera, una importante cantidad de calor es llevada de la zona de sinterización a la entrada del horno y entonces el área de condensación se conduce mas hacia la parte fría del sistema del horno. Las consecuencias por tener un ciclo interno alto son bastante severas. Primero se incrementan los encostramientos en el área de entrada al horno y la parte baja de la torre; como consecuencia de ello, se incrementa la caída de presión en el sistema y al mismo tiempo, la entrada de aire falso. Esto reduce el tiro en el horno y afecta la producción de clínker. Un ciclo alto de sulfuros conlleva a un clinker pulvurulento, y este polvo lleva el calor desde la zona de quema a la entrada del horno, incrementándose el ciclo de los volátiles por un tiempo de residencia mas largo a altas temperaturas. El consumo de calor del horno puede incrementarse por esta razón hasta 30 kcal /kg de clinker. También una excesiva carga de polvo circulante ofrece una gran área superficial para condensación de los volátiles alrededor de las partículas. Los volátiles condensados cubren las partículas de polvo con una delgada capa adhesiva, que impide el flujo característico de dichas partículas generando las pegaduras en las diferentes zonas del sistema horno-precalentador.



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Los resultados de estos mecanismos son siempre los mismos: Frecuentes paradas del horno por incrustaciones y atasques, reducción de la producción del horno, elevado consumo de energía térmica, formación de costra inestable en la zona de transición y altos consumos de refractarios. En las materias primas, los álcalis se encuentran presentes principalmente en los minerales de la arcilla, en la mica y en los feldespatos; las cantidades de álcalis contenidas en la caliza y en los combustibles son, generalmente, poco importantes, aunque en estos últimos dependa de su origen y contenido de cenizas (en las cenizas el contenido de álcalis oscila entre 1 y 6%). Aunque son fundentes, son de los componentes menos deseables desde el punto de vista tecnológico, procurando su eliminación del proceso, bien sea por separación de los polvos del filtro, bien estableciendo un bypass en el intercambiador, o bien en el propio clínker en forma de sulfatos. A las altas temperaturas de la zona de sinterización en el horno rotatorio (>1350 °C) se descomponen los minerales alcalinos y los álcalis se subliman en forma de óxidos, aunque con mas intensidad el potasio que el sodio. El sodio es menos volátil y sale preferiblemente en el clinker. La importancia de su presencia en el clinker se basa en tres aspectos de las propiedades del cemento: a) Expansión árido- álcali (llamado también expansión alcalina): Un elevado contenido de álcalis en el cemento puede dar lugar a reacciones de carácter expansivo de consecuencias nefastas para la estabilidad de la obra si se emplean áridos reactivos. Entre los áridos reactivos se encuentran la sílice o silicatos geológicamente jóvenes como el ópalo, calcedonia, tridimita, y silicatos vitrificados, también los basaltos con gran contenido de zeonita y pedernal. Por este motivo, para evitar estas reacciones, se limita el contenido total de álcalis en los cementos para ciertas aplicaciones aun 0.6% calculado como Na2O. b) Fraguado: También los álcalis pueden afectar el fraguado del cemento si se transforman en carbonatos por efecto del carbónico del aire. Esta influencia no es muy importante si los álcalis se encuentran como sulfatos. A veces, durante el ensilado del cemento, se forman grumos atribuidos a otro sulfato: la singenita (K2SO4.CaSO4.H2O). c) Resistencias mecánicas : Si los álcalis no se encuentran en forma de sulfatos, sino incluidos en las redes cristalinas de los silicatos y aluminatos, reducen las posibilidades de saturación de cal y, llegado el caso, puede surgir una mayor proporción de cal libre. Esto afecta notoriamente el desarrollo de resistencias, sobre todo en su fase inicial.



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La volatilizacion de los alcalinos se facilita: Aumentando la temperatura y el tiempo de permanencia en la zona de

sinterizacion. Empleando combustibles y materias primas pobres en azufre y en oxido

de hierro. El oxido de hierro facilita la formación de fase liquida que reduce la porosidad de los nódulos (menor superficie en el interior de los granos de harina cruda) y dificulta la difusión. Además, la temperatura de sinterización de clínker ferroso suele ser menor, de manera que al efectuar la cocción en el horno disminuyen la temperatura y el tiempo de estadía térmica, evaporándose por esta razón menos cantidad de álcalis. Empleando materiales con ilita o mica en la que la volatilidad de los

álcalis es mayor que las que contienen feldespatos. La volatilidad de los álcalis depende de la composición mineralógica de la materia prima y disminuye en el siguiente orden de materias portadoras de álcalis: ilita, mica, ortoclasa. Aportando vapor de agua a la llama o recurriendo a combustibles que

producen vapor de agua abundante (gas natural, por ejemplo). Añadiendo cloruros o fluoruros al material de alimentación.

Los álcalis vaporizados y disociados reaccionan en las partes mas frías del horno, bajo condiciones oxidantes, con el SO2, CO2 y cloruros presentes también en los gases, dando lugar a sulfatos, carbonatos y cloruros alcalinos. Los sulfatos se forman y condensan en primer lugar y a temperatura de los gases mas elevada; carbonatos y cloruros no se formaran hasta que prácticamente no quede dióxido de azufre disponible y la temperatura de los gases haya descendido por debajo de unos 1200 °C. Los vapores de estos compuestos alcalinos condensan en zonas del horno menos calientes (temperaturas inferiores a 900 °C) generalmente sobre el producto en proceso de cocción, en el orden citado de mas a menos temperatura (sulfatos, carbonatos y cloruros). Los compuestos condensados sobre el material entran de nuevo en el horno y establecen así un circuito interno. Como los sulfatos alcalinos son poco volátiles, prácticamente no sufren posterior vaporización y abandonan el horno juntamente con el clinker. Estos sulfatos alcalinos en el clínker, influencian favorablemente la resistencia inicial de los cementos (hasta 3 días), pero la reducen a partir de los 28 días.



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Los carbonatos y cloruros alcalinos, más volátiles, vaporizan de nuevo y entran una vez mas en el circuito interno. Se puede formar un circuito externo con los compuestos alcalinos que se descargan en el filtro, si el polvo vuelve de nuevo al horno mezclado con el crudo. Los álcalis se incorporan en gran medida en las fases del clínker, con un enriquecimiento relativamente fuerte en la fracción aluminato-ferrito y preferencialmente en el aluminato de calcio. Entre los silicatos alita y belita, la belita puede incorporar claramente mas álcalis que la alita. 11.3 SULFATOS Y CLORUROS EN EL HORNO El azufre se introduce en el proceso de cocción con las materias primas y con el combustible. En las materias primas se encuentra principalmente como sulfatos, generalmente alcalinoterreos, también como sulfuros y, a veces, en forma de compuestos orgánicos (presencia de combustible). En los combustibles sólidos, en forma de sulfatos (cálcico generalmente) o sulfuros de hierro, a veces se incorpora yeso o anhidrita al crudo como mineralizador o para modificar o equilibrar el circuito de álcalis. El azufre y los sulfuros, presentes tanto en el crudo como en el combustible, pasan normalmente a sulfatos en las condiciones del horno y combinan como tales. Debido a la atmósfera oxidante generalmente reinante en el interior de los hornos rotativos no aparecen sulfuros (por lo menos en cantidades apreciables) en los clinkeres de cemento portland, el exceso de oxigeno en los gases contribuye a la formación de SO3; el SO3 reacciona preferencialmente con el K2O y menos con el Na2O. Algunos investigadores han encontrado que los iones SO4

2- se oponen a la formación del C3S, especialmente en los clinkeres sin magnesia. La presencia de iones Mg2+ contrarresta el efecto inhibidor de los sulfatos, por lo que debe ser cuidadosamente vigilado el contenido de SO3 y MgO en los crudos y clinkeres de cemento portland. El CaSO4 es un fundente y mineralizador eficaz, rebaja en mas de 100°C la temperatura de aparición de la fase liquida y disminuye su viscosidad y tensión superficial. También, es un agente muy efectivo en las pegaduras, y se produce cuando se tiene exceso de azufre que reacciona con el CaO y/o CaCO3 básicamente entre 700 y 900 °C. Alrededor de los 1000 °C inicia su descomposición, primero lentamente y luego por los 1300 °C rápidamente. Los sulfatos alcalinos son mineralizadores menos activos que el sulfato cálcico. Sin embargo, favorecen, lo mismo que Cl- y F-, la formación de espurrita



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(2C2S.CaCO3) estable hasta 1298 °C, que es un ―intermediario‖ para la formación rápida de C3S (mineralizador en fase sólida). El SO2 formado en el proceso de combustión reacciona, en primer lugar con los álcalis vaporizados, pero también con los álcalis que aun están presentes en forma sólida en la carga del material. Como resultados de estas reacciones se forman sulfatos alcalinos. Si no hay suficientes álcalis para combinar con el dióxido de azufre, combinara además en forma de sulfato cálcico, y en presencia de oxigeno, en primer lugar, con la cal (CaO) formada en la calcinación y, posteriormente, con el carbonato cálcico del crudo. La reacción con el CaO tiene lugar, principalmente, en el horno, a temperaturas relativamente altas; la reacción con el carbonato cálcico ocurre también en el intercambiador y, particularmente, en la planta de secado y molienda conjuntos y torres de enfriamiento, a temperaturas inferiores a 400 °C, donde la reacción se facilita por el estrecho contacto con las nuevas superficies creadas en la molturación. El SO2 puede también combinar con silicatos y aluminatos para formar compuestos tales como 2C2S.CaSO4 (sulfoespurrita) y C3A.CaSO4 (sulfoaluminato de calcio), que descomponen, posteriormente, en la zona de clinkerización. La retención y fijación de azufre del combustible empleado en los modernos hornos de cemento es considerable, dado el fuerte reciclaje y gran intercambio de calor entre gases y material en contracorriente, con el fin de conseguir el mayor ahorro energético posible. En estos casos se ha encontrado que del 72 al 96 % es descargado en el clinker y manteniéndose concentraciones de SO2 en los gases depurados que oscilan de 0 a 480 mgr/Nm3, dependiendo de la relación molar SO3/alcalis, es decir del modulo de sulfatos. La llegada a la zona de clinkerización de cantidades variables de sulfato y de sulfuro cálcico, aumentan la fluidez y la pegajosidad de la carga del horno. La costra se engrosa excesivamente y puede dar lugar a la formación de anillos, fenómeno al que también contribuye la alta concentración de SO2 en los humos, con la consiguiente recirculación y acumulación de K2SO4. Básicamente los sulfatos alcalinos son poco volátiles, mientras el sulfato de calcio (CaSO4) es altamente volátil. Es decir si hay suficiente álcalis para combinar con los sulfuros entrando al sistema, la volatilidad para los sulfuros es entre 0.3 y 0.5. Mientras que si se tiene mas sulfatos que álcalis la volatilidad puede ser aproximadamente 0.9 para los sulfatos, debido a la alta volatilidad de CaSO4, y en algunos casos puede ser 1.0, dependiendo también de las



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condiciones de quema (temperatura máxima, tiempo de retención en la zona de sinterizacion, granulometria de la carga, atmósfera del horno, etc.).

11.3.1 PARAMETROS QUE INFLUYEN EN LA VOLATILIDAD DE LOS COMPONENTES DE AZUFRE:

a) MAXIMA TEMPERATURA EN LA ZONA DE SINTERIZACION: La volatilidad se caracteriza porque a un determinado rango de temperatura (aproximadamente 200 °C), la volatilidad se incrementa primero exponencialmente y luego suavemente hasta alcanzar un máximo. Para los sulfuros este rango de temperatura crítica está en el nivel de temperatura de sinterización, y por lo tanto, materias primas duras de quemar o material sobrequemado en el horno (cal libre baja), tienen una gran repercusión en la volatilización del sulfato. b) TIEMPO DE RETENCION DE LA CARGA EN LA ZONA DE ALTA

TEMPERATURA: La volatilización de los componentes del sulfato es un proceso dinámico. Entre mas tiempo este expuesta la carga a altas temperaturas de quema mas alta será la cantidad de sulfatos volatilizados. c) GRANULOMETRIA DE LA CARGA DEL MATERIAL: Si la carga de material en el horno es bien granulada, los sulfatos necesitan mas tiempo para salir a la superficie del grano, y en consecuencia menos azufre se volatiliza. d) ATMOSFERA DEL HORNO: La composición de la atmósfera del horno es un factor esencial en la volatilización de los sulfatos. Muy poco exceso de aire, o atmósfera reductora en algunos puntos del horno incrementan la volatilización de los sulfatos. El CO, le confiere a la atmósfera circulante cierta condición reductora que influencia particularmente dos aspectos concretos de importancia: Invierten la reacción de formación de SO3 (SO2 +1/2 O2 ---- SO3), lo

cual disminuye su capacidad de reacción con otros compuestos. Ello resulta conveniente para evitar la corrosión ácida, pero podría desfavorecer la formación de sulfatos de álcalis.

Disminuyen la concentración de NOx debido a que la avidez del CO para

completar su combustión, arranca el oxigeno de los compuestos de nitrógeno formados, volviendo estos al N2 inerte.



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11.3.2 El PROBLEMA DE LOS CLORUROS Y LOS HALÓGENOS El contenido en cloruros de las materia primas suele ser bajo, aunque, a veces, exceda del 0.3%. El carbón , en general, contiene entre 0.01 y 0.15% en peso, aunque en combustibles ricos en cenizas puede llegar a 0.4%. Los cloruros liberados durante el calentamiento del crudo y la combustión reaccionan con los álcalis, o bien en la carga de material, o bien en los gases del horno después de la vaporización, dando lugar a cloruros alcalinos. Estos cloruros condensan sobre el material en zonas mas frías (por debajo de 800 °C), particularmente a la entrada del horno y en el precalentador o intercambiador. El circuito interno de cloruros es grande y su acumulación crea grandes perturbaciones en el proceso. Por esta razón, los hornos de vía seca y, en particular, los que disponen de precalentador en suspensión, exigen materias primas (y, por supuesto combustibles) con un contenido de cloruros muy limitado. La eliminación del polvo del filtro, suprimiendo el circuito externo, polvo que en estos hornos es siempre mas bien pobre en compuestos volátiles, no permite reducir el circuito interno. Entonces para conseguir esta reducción, por encima de un cierto limite del total de cloruros introducidos en el proceso, es necesario desviar (bypass) una fracción de los gases del horno antes del filtro, tanto mayor cuanto mas elevada sea la aportación de cloruros.

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

0 1 2.5 5

1400

1200

1000

INFLUENCIA DEL O2 EN LA

VOLATILIZACION DEL AZUFRE

VO

LA

TIL

IDA

D

DE

L S

O3

% O2



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Como los cloruros difícilmente descargan con el clinker, se concentran en las partes mas frías de la instalación e, inevitablemente, crean adherencias, catalizando la formación de espurrita (2C2S.CaCO3). La tendencia a formar encostramientos crece particularmente si el contenido de cloruros en el crudo es superior a 0.015 % en peso. Los halógenos Cl, Br, Y, tienen una alta volatilidad en el proceso de fabricación del cemento. Ellos volatilizan en la zona de quema y condensan en las partes frías donde son asociados con la formación de depósitos, los cuales dificultan el funcionamiento de la planta. Como regla general, para una operación eficiente de la planta, se ha encontrado que las entradas de cloro (como % sobre el clinker) a un horno con torre de precalentamiento o con precalcinador debe permanecer inferior a 0.03% y 0.04% respectivamente. Mayores niveles pueden ser tolerados si una proporción de los gases del horno se sacan del sistema, pero esto incrementa el consumo de combustible. CaCl2 se ha agregado bajo estas circunstancias, para ayudar a la volatilización de los álcalis y producir cemento con bajo contenido de los mismos. Grandes precalentadores y plantas de proceso húmedo pueden tolerar mayores entradas de cloro; los limites dependen de la cantidad de polvo que retorna al proceso y la eficiencia de los colectores de polvo. Los niveles de cloro retenido en el clínker son casi siempre menos de 0.03%, independientemente del tipo de proceso, y la influencia del cloro en las propiedades del cemento es por lo tanto insignificante. Los niveles de bromo y yodo encontrados en las materias primas y el combustible usados en la industria del cemento son mucho mas bajas que el del cloro. En términos generales se puede concluir que la presencia de cloruros en el horno cementero resulta totalmente indeseable y debe hacerse todos los esfuerzos por eliminarlos de las materias primas y los combustibles antes de su ingreso al sistema.



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11.3.3 FLUORUROS (FLUORITA) El contenido en fluoruros de los crudos oscila entre 0.02 y 0.07%; los carbones contienen hasta 0.02% y el fuel oíl hasta 0.002%, siempre en peso. La presencia de fluoruros determina la formación de espurrita a 850 °C que descompone formando C2S y CaO en un estado especialmente activo para formar C3S. Por ello, la formación de este comienza a los 150 - 200 °C menos que en los crudos sin fluoruros. Con contenidos en F- superiores a 0.5 - 0.6% se reducen las resistencias mecánicas del producto final, por la presencia de C3S.CaF2, compuesto de baja hidraulicidad. Participan en los procesos cíclicos del horno de cemento de la misma manera, mas o menos, que los demás constituyentes volátiles. Por lo general, del 88 al 98 % de los fluoruros introducidos en el horno descargan con el clínker, proporción tan alta que hace que el circuito interno correspondiente no de lugar a acumulaciones perturbadoras ni otros desordenes operacionales. El resto del fluor descarga en el polvo del filtro, sin llegar a producirse la emisión de compuestos de flúor en los gases del horno. Lógicamente, el volumen de los ciclos o circuitos de los compuestos citados no depende solo de su proporción en las materias primas y en los combustibles. También depende del tipo de horno: el volumen de los ciclos aumentara al reducirse la longitud del horno y al pasar de gránulos a polvo la forma de alimentar el crudo, debido a: Una volatilización mas intensa en material pulvurulento que granular.

Mayores temperaturas en la zona de clinkerización de hornos cortos

como son los de vía seca con intercambiador en suspensión gaseosa. Cuando se adiciona actúa como un fundente, bajando la temperatura de formación de la fase liquida y reduciendo la viscosidad y la tensión superficial del liquido. Cuando la fluorita es usada como mineralizador en la preparación de C3S se tiene un efecto adverso en las propiedades hidráulicas. Sin embargo se ha demostrado que si los niveles de fluorita, álcalis, alúmina y sulfatos son optimizados, se obtienen ventajas en la fuerte acción mineralizadora de F- y SO42- maximizando el C3S en el clínker, obteniéndose cementos con mejoras significativas en las resistencias.



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Experiencias con fluorita en las materia primas han confirmado la importancia de controlar el nivel de fluorita para obtener buenas resistencias iniciales y aceptables tiempos de fraguado; en algunos casos se ha observado que el nivel óptimo de fluorita es de 0.2 para obtener máximas resistencias iniciales y también con clínker entre 0.5 y 0.4% de fluorita, un incremento de 0.1% extiende el fraguado inicial por 40 minutos. Como con los metales Pb, Cu y Zn la acción retardante puede ser atribuida a la formación de una capa estéril (en el caso de F, insoluble CaF2), sobre la superficie de los minerales del clinker. Muchas de las recientes investigaciones sobre el uso de la fluorita como mineralizador ha involucrado la combinación de CaF2 + CaSO4. En China se ha tenido mucho interés porque el uso de CaF2 + CaSO4 tiene un alto potencial para mejorar la operación de los hornos verticales y la calidad del cemento. Los investigadores han confirmado que F- en combinación con SO4

2- es una ayuda mucho más efectiva que F- solo y que se puede lograr un aumento en las resistencias a todas las edades. En general, la mayor activación por F puede alcanzarse cuando los niveles de F, SO3 y álcalis son controlados y el LSF, MS y MA en el crudo es ajustado para maximizar el contenido de C3S en el clinker. Como con P2O5, la presencia de fluorita disminuye la estabilidad del C2S y se produce un clínker de microestructura normal. 11.3.4 FOSFORO El P2O5 esta presente principalmente en la caliza, pizarra y en algunos subproductos industriales como escorias de las industrias metalúrgicas. A temperaturas de clinkerizacion el C2S con el C3P (3CaO.P2O5) forma la solución sólida C2S.C3P, y con incrementos de P2O5 el silicato dicálcico es estabilizado en detrimento de la formación de C3S. Investigadores han encontrado que a 1300 °C los niveles de cal libre se incrementan en proporción del contenido de fósforo; esto puede ser atribuido a la estabilización del C2S.



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Aparentemente la fluorita contrarresta el efecto estabilizador del C2S por el fósforo. La cantidad de fluorita necesaria para producir un clínker de microestructura normal es el nivel de fósforo, presumiblemente la termodinámica del sistema favorece la formación de la solución sólida de C3S fluor-aluminosa en vez de la C2S fosforada. Desde el punto de vista de tecnología de proceso, los fosfatos reducen los ciclos de cloruros en el horno evitando la formación de depósitos de espurrita. 11.3.5 BORO, TITANIO y OTROS El oxido bórico, B2O3, es un conocido fundente en la industria de la cerámica y puede estar presente en las materia primas para fabricación de cemento. Sus aplicaciones en el proceso del cemento, sin embargo, han sido menos exitosas; se ha encontrado que su presencia, al igual que los fosfatos y sulfatos, inhiben la formación del C3S. Los niveles de componentes menores, particularmente los metales pesados, necesitan ser monitoreados muy de cerca en las materias primas y el combustible, no solo por su influencia en las propiedades del cemento, sino además por su potencial impacto ambiental. El titanio se presenta generalmente en forma de ilmenita o rutilo, acompañando a arcillas, lateritas, basaltos, etc. Es un buen fundente y mineralizador. En la practica, 1% de TiO2 sobre clínker, es suficiente para rebajar de 50 a 100 °C la temperatura de aparición de la fase liquida. Además reduce la tensión superficial del líquido y provoca un descenso en la viscosidad proporcional a la concentración. Esto facilita la formación de alita con una eficacia superior, incluso a la proporcionada por CaF2. Por su radio iónico, el Ti4

+ puede sustituir el Fe3+ y al Al3+ en el ferroaluminato y aluminato cálcico respectivamente; lo mismo ocurre con el Si4+ de los silicatos, singularmente del tricálcico. En realidad el mineral con mas tendencia a su enriquecimiento en titanio es el ferroaluminato, que llega a contener hasta 18% de TiO2 en peso. Los clínkeres con un contenido en TiO2 del orden de 1% manifiestan resistencias, entre 3 y 90 días, hasta en un 20% superiores a las de un clínker normal.



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Los elementos As, Se, Tl y Pb son de interés con respecto a su toxicidad y volatilidad, y su consecuente potencial para emisiones al ambiente. La mayoría de las empresas cementeras mantienen un control estricto sobre las entradas de estos elementos y por lo tanto solo niveles de trazas se encuentran en el clinker, por lo que su influencia en las propiedades del cemento son despreciables. 11.4 IDENTIFICACION Y EVALUACIÓN DE PROBLEMAS POR

PEGADURAS Las causas de encostramientos son muy diversos y pueden ser diferente de una planta a otra. Entre estos factores están las variaciones en las concentraciones y cantidades de la materias primas y el combustible, la presencia de elementos volátiles, la finura del combustible, el grado de calcinación, perfiles de presión y temperatura, el quemador (forma de la llama, ubicación, etc.), fenómenos de combustión, etc. Por lo tanto, un análisis detallado es un prerrequisito para eliminar o minimizar las incrustaciones y obtener una operación eficiente del equipo, mejorando la productividad de la planta. Este análisis comprende los siguientes pasos: Análisis de las variables de proceso. Efectuar un balance de componentes volátiles. Evaluar el balance de acuerdo a los criterios e indicadores existentes para la formación de incrustaciones. Determinar las medidas a tomar.

11.4.1 Análisis de variables de Proceso: a) Posición de las pegaduras

Si los encostramientos se encuentran en el penúltimo y antepenúltimo ciclón de la torre, los problemas pueden ser originados por un excesivo ciclo de cloruros o en raros casos por un ciclo muy alto de álcalis.

Si las pegaduras se encuentran principalmente en el ciclón inferior, en el riser o

en la entrada al horno, los problemas son normalmente ocasionados por un excesivo ciclo de sulfatos.



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b) Estado de la combustión: CO a la entrada del horno > 0.1 % y/o O2 < 1.5 - 2.0 % ocasiona alto ciclo de sulfuro. Si no se tiene calcinador o quema secundaria en la torre, también se debe tener en cuenta los contenidos de CO y O2 después del precalentador para determinar el estado de la combustión, estos valores debe ser CO < 0.1 % y O2 usualmente entre 3 y 4 %. También, la atmósfera reductora influye sobre la calidad del clínker en las siguientes formas: Reduciendo el oxido de hierro que pasa de Fe2O3 a FeO, el cual reemplaza la intrusión del MgO en el aluminato tricalcico, provocando el cambio de color del clínker desde el gris acostumbrado a un color marrón característico; por esta misma razón se afecta la velocidad de fraguado que influencia el C3A. La condición reductora provoca la inversión de la reacción de clinkerizacion C + C2S C3S, dando lugar a la descomposición del C3S en C2S y cal libre. En el C2S formado da lugar a la inversión del C2S beta a la fase mineralógica del C2S gama sin capacidad alguna para generar resistencias. Sobre la duración de los refractarios. Los ladrillos refractarios que se emplean en la zona critica del horno son fabricados en atmósferas oxidantes y son considerados básicos, la exposición a condiciones reductoras ácidas altera su resistencia al ataque químico, provocando reacciones con elementos agresivos del medio que afectan directamente su estabilidad estructural. c) PERFIL DE TEMPERATURA: Temperaturas muy altas dentro y después del precalentador indican perturbaciones en el perfil de calor en el horno y por lo tanto muy alta volatilización de sulfatos. Perturbaciones en el perfil de calor en el horno pueden ser también detectadas por las temperaturas del casco del horno. d) PERFIL DE PRESIONES: El perfil de presiones en el precalentador indica donde están localizadas las incrustaciones.



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11.4.2 BALANCE DE MATERIALES Para tener un balance de materiales representativo se recomienda tomar muestras por un periodo largo (al menos 8 horas) de operación estable del horno. Para cada entrada y salida se recolectan muestras horarias y luego estas muestras individuales se deben combinar para obtener una integral de cada corriente. De igual manera se debe tomar muestra del material caliente entrando al horno, es decir la salida del ciclón inferior. Además de los datos anteriores se requiere de las cantidades horarias o caudales de alimentación al horno, producción de clinker, combustible al horno y al calcinador, polvo recolectado en el filtro, y las perdidas al fuego de la alimentación y de la harina caliente al horno. Con la información anterior y los resultados de los análisis químicos de las muestras recolectadas se puede proceder a efectuar el respectivo balance de materiales. En las figuras siguientes se puede observar diagramas del balance de materiales.



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11.4.3 EVALUACION DE CRITERIOS Después del balance de materiales se puede evaluar algunos parámetros o criterios establecidos para determinar las causas del problema, así:

A) ENTRADA DE ELEMENTOS CIRCULANTES: Primero debe determinarse en que forma está presente el azufre en la materia prima, como sulfato o sulfuro; cuando está presente como sulfuro, parte de el puede dejar el sistema como emisión por la chimenea principal, por lo tanto la emisión de sulfuro debe ser deducida del azufre total cuando juzgamos un problema potencial de azufre en el horno. Las entradas de elementos circulantes (sacando el azufre emitido por la chimenea) deben ser comparado con los valores en la tablas # 2 y # 3, para chequear si están en un rango normal donde usualmente no se presentan complicaciones o si por el contrario están en valores muy altos. Esto, obviamente es solo un indicio aproximado.



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Cuadro 11.2

ENTRADA DE ELEMENTOS CIRCULANTES Base libre de perdidas

CLORO (Cl) < 0.02 % Caso normal, sin problemas

> 0.05 % Grandes problemas de atasques, dependiendo del ciclo de azufre.

SULFATOS (SO3) < 0.5 % (1.0)* Caso normal, sin problemas

> 1.5 % (3.0) Grandes problemas de atasques

POTASIO (K2O) < 1.0 % (1.0) Caso normal, sin problemas

> 1.5 % (2.0) Problemas con incrustaciones, dependiendo de La cantidad de sulfatos.

SODIO (Na2O) Poco volátil, sin problemas.

Azufre en combustible

< 5 gr. SO3/Kg cli

Caso normal, sin problemas

> 10 gr. SO3/Kg cli

Problemas con incrustaciones, dependiendo de La relación sulfato/álcalis.

En plantas con precalcinador y ducto de aire terciario las concentraciones de los elementos circulantes en los gases a la salida del horno se incrementan gradualmente porque el flujo másico especifico del gas es inferior y por lo tanto requieren un bypass a menores entradas de cloro y sulfatos.

Cuadro 11.3

ENTRADA DE ELEMENTOS CIRCULANTES mgr./ kg. De clinker

HORNOS CONVENCIONALES

HORNOS CON PRECALCINADOR

K2O + Na2O max. 15 Max.15

SO3 max. 16 Max. 12

Cl max. 0.23 Max 0.2



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B) RELACION SULFATOS/ALCALIS: Con las cantidades de elementos volátiles que entran al sistema (en la materia prima y combustible), se puede estimar el tipo de pegadura usando la relación molar sulfato/álcalis (Q) siguiente: SO3/80

Q = (Na2O/62) + (K2O/94) - (Cl2/71) Si Q = 1 : existe equilibrio entre los sulfatos y los álcalis. Si Q > 1 : se tiene exceso de sulfatos (costra dura). Si Q < 1 : se tiene exceso de álcalis (costra blanda). Si Q > 1, se tiene tendencia a la formación de costras y anillos de C2S.CaSO4 (sulfoespurrita) y C3A.CaSO4 (sulfoaluminato de calcio). Para < 1, los álcalis no combinados con el azufre se combinaran con los minerales del clínker y aumentarán la intensidad del circuito interior. La relación molar o modulo de sulfatos debe estar entre 0.83 y 1.2 para no tener incrustaciones severas en el sistema.

C) ELEMENTOS CIRCULANTES EN LA HARINA CALIENTE AL HORNO: Atoros en los ciclones, atoros en los ductos, flujo inestable de la harina, formación de depósitos, formación de depósitos y anillos ricos en sales y espurritas, hacen al horno inoperable si la harina caliente (800 - 900 °C) entrando al horno tiene concentraciones altas de volátiles. Los elementos circulantes tienen una fuerte afinidad por otros elementos para formar compuestos; la siguiente es un orden que se ha observado predominantemente: El cloro combina primero con los álcalis, formando KCl y NaCl. Si queda cloro residual, se combina con el calcio para formar CaCl2. Las siguientes son las reacciones involucradas y entre paréntesis sus pesos moleculares.

Cl + K KCl (36) (39) (75)

Cl + Na NaCl (36) (23) (59)



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2Cl + Ca CaCl2 (72) (40) (112)

El álcali residual combina con el sulfuro, formando K2SO4 y Na2SO4. Ellos forman además las sales dobles Ca2K2(SO4)2 y K3Na(SO4)2. Si queda álcali residual, se combina con el CO2, formando K2CO3 y Na2CO3.

K2O + SO3 K2SO4 (80) (174)

Na2O + SO3 Na2SO4 (62) (80) (142)

K2O + CO2 K2CO3 (94) (44) (138)

Na2O + CO2 Na2CO3 (62) (44) (106)

El sulfato residual combina con CaO, formando CaSO4.

CaO + SO3 CaSO4 (56) (80) (136)

En el Cuadro 11.4 se muestran las concentraciones tolerables de elementos circulantes en la harina entrando al horno. En este caso, ―limite normal‖ significa que a concentraciones superiores a ese valor se inician formaciones de costra tolerable, ―limite máximo‖ significa que a concentraciones superiores a ese valor las incrustaciones se convierten de normal a severas y que la operación se hace casi imposible.



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Cuadro 11.4

CONCENTRACIONES EN LA HARINA CALIENTE Con base en el clinker

LIMITE MAXIMO** LIMITE NORMAL

AZUFRE (SO3 - %) 5 2.5

ALCALIS (Na2O eq -%)* 4 2.5

CLORO (Cl - %) 2 0.8

Sales en fase liquida (%) 7 5

* Na2O eq. = Na2O +0.658 x K2O **El limite máximo para los sulfatos disminuye a medida que se incremente el contenido de cloro. D) CONCENTRACIONES DE VOLÁTILES EN EL CLINKER: Los máximos porcentajes de elementos volátiles en el clinker para asegurar una buena calidad se consideran los valores mostrados en la siguiente tabla:

Cuadro 11.5

MAXIMAS CONCENTRACIONES DE VOLÁTILES PERMISIBLES EN EL CLINKER

Cloro (Cl) 0.1 %

Alcalis (como Na2O eq.) 0.6 %

Sulfatos (SO3) 1.6 %

E) VOLATILIDAD Y VALVULAS: La volatilidad se establece determinando la cantidad del elemento circulante que llega con el material de cocción a la zona de evaporación y la cantidad que sale del horno con el clinker, la diferencia, es la cantidad evaporada que regresa con el gas al precalentador; en otras palabras, es la fracción en peso de un elemento volátil evaporado con respecto a su contenido inicial. La cantidad captada del gas en el precalentador resulta de restar del contenido en el material de cocción a la entrada del horno, el contenido en la harina cruda.



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La volatilidad del K2O es más alta que la del Na2O, lo cual puede ser atribuido a la mayor fracción de potasio en la materia prima combinado con los cloruros y a la presión de vapor más alta y menor punto de fusión del KCl que en el NaCl. Se ha detectado que en la mayoría de los hornos, el cloruro se evapora casi el 100 % y que el cloruro facilita la evaporación de los álcalis. También se ha observado que el azufre reduce la evaporación de los álcalis de acuerdo con la presión mas baja de los sulfatos alcalinos. El valor de una válvula es la fracción en peso de un elemento volátil en la fase gaseosa que abandona el sistema, con respecto a su cantidad total (incluido polvo) dentro del mismo. El valor de 1.0 para una válvula o descarga significa que no se recoge nada, hay que notar que la válvula para el horno mismo puede variar mucho, de acuerdo al tipo de horno. La válvula ideal tiene que ser muy permeable con respecto a los volátiles y muy impermeable con respecto al polvo. Cuando las válvulas naturales no son suficientes, especialmente para hornos con precalentadores, hay que hacer una válvula artificial, y esto se hace mejor quitando parte de los gases del horno antes de que entren al precalentador (bypass). Si la volatilidad de los sulfatos es mayor de 0.7 y al mismo tiempo la relación molar sulfato álcalis esta entre el rango de 0.83 y 1.2, entonces el ciclo de los sulfatos es definitivamente muy alto y es necesario implementar medidas para mejorar la situación. Los valores de la siguiente tabla están basados en balances de materiales para los componentes volátiles. También se indica que la evaporación del potasio se puede dividir en dos etapas, una etapa donde el potasio evapora como KCL y otra como K2O sin Cl. La evaporación del KCl es 0.996 y de K2O es 0.2 - 0.4.

Cuadro 11.6

VOLATILI DAD*

VALVULA DEL PRECALENTADOR

VALVULA DEL FILTRO

KCl 0.990 - 0.996

0.05 0.30

K2O sin Cl 0.20 – 0.40 0.15 0.40

Na2O 0.10 – 0.25 0.40 0.65

Cl 0.990 - 0.996

0.05 0.30

ALCALI - SO3 0.35 – 0.80 0.15 - 0.50 0.50 - 0.80

EXCESO de SO3

0.75 0.42 0.80



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Hornos convencionales de 4 etapas tienen tendencia a estar en la parte alta del intervalo, mientras que hornos con precalcinador tienen tendencia a estar en la parte baja del intervalo. F) FACTOR DE ENRIQUECIMIENTO: El fenómeno de recirculacion es el único responsable para el enriquecimiento de los elementos volátiles, el cual tiene lugar dentro del material en el curso del proceso de clinkerizacion. Se puede observar que la concentración de los componentes volátiles en la harina proveniente de la cantera, se incrementa por un factor K cuando este material entra al horno rotatorio, este factor se define así: % de SO3 en la harina caliente entrando al horno rotatorio.

K = % SO3 de la mezcla proveniente de la cantera. Este factor nos permite ubicar y caracterizar la importancia de la recirculacion de un elemento volátil en particular dentro de un sistema de horno. Por razones prácticas se han definido otros factores como: % de SO3 en la harina caliente entrando al horno rotatorio

K1 = % SO3 en la harina entrando al sistema del horno. % de SO3 de la harina entrando al sistema del horno.

K2 = % SO3 de la mezcla proveniente de la cantera.

Entonces: K = K1 x K2



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Algunos factores de enriquecimiento usualmente encontrados en algunos tipos de horno se muestran en las siguientes tablas:

Cuadro 11.7

CLORO TIPOS DE SISTEMAS DE HORNO

4 Etapas Sin bypass

2 Etapas

Lepol Horno largo

Factor Enriquecimiento

Sin Pre-calcinador

Con Pre-calcinador

Seco Humedo

K 35 20 15 10 3.5 3 K1 14 8 5 3 1 1 K2 2.5 2.5 3 3.5 3.5 3

Cuadro 11.8

AZUFRE TIPOS DE SISTEMAS DE HORNO

4 Etapas Sin bypass

2 Etapas

Lepol Horno largo


Sin Pre-calcinador

Con Pre-calcinador

Seco Humedo

K 3.5 3.15 2.5 2 1.7 1.5 K1 2.8 2.5 1.8 1.35 1 1 K2 1.2 1.25 1.4 1.5 1.7 1.5

Cuadro 11.9

Na2O eq. TIPOS DE SISTEMAS DE HORNO

4 Etapas Sin bypass

2 Etapas

Lepol Horno largo


Sin Pre-calcinador

Con Pre-calcinador

Seco Humedo

K 2.4 2.2 2.1 2 1.5 1.3 K1 2.2 2 1.75 1.45 1 1 K2 1.1 1.1 1.2 1.4 1.5 1.5



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G) CARGA DE VOLATILES: El tamaño del horno es otro factor que afecta el fenómeno de los encostramientos; este parámetro se refiere a las toneladas de materia volátil por metro cuadrado de área transversal del horno y nos da una idea de las concentraciones de cada elemento volátil dentro del horno; entre mas alto el valor mayor es la probabilidad de incrustaciones. H) RECIRCULACION DE VOLÁTILES: Otro importante parámetro es la recirculación de finos en el precalentador. Como la eficiencia en los ciclones del precalentador es baja en las etapas inferiores, la recirculación de partículas finas se incrementa en estos lugares; a esto hay que agregar el polvo que llega del horno, incrementando mas aun la cantidad de polvo en la parte baja de la torre. Esta alta cantidad de polvo muy fino, debido a la recirculación, ofrece suficiente área superficial para la condensación de los volátiles y hace la corriente de material mas voluminosa, esto conlleva a atasques en los conos de los ciclones y en los chutes de material. Este factor se calcula con las toneladas por día que regresan en la torre por metro cuadrado de área transversal del horno, entre mas alto el valor mayor es la probabilidad de incrustaciones. 11.5 MEDIDAS PARA CONTRARRESTAR INCRUSTACIONES La medida mas obvia para evitar la formación de pegaduras es la de reducir la entrada de elementos circulantes; aunque normalmente no es posible cambiar las materias primas, sin embargo, algunas veces es posible cambiar algún material minoritario que contiene altas cantidades de elementos circulantes. Los elementos circulantes de las materias primas en los depósitos de las canteras muy a menudo no tienen una distribución homogénea. En tales casos es posible una prehomogeneización de las materias primas combinada con una explotación selectiva ayuda a reducir los picos de elementos circulantes en el sistema del horno. Los ductos del riser deben ser protegidos introduciendo la harina lo mas baja posible. Además se deben instalar una cajas de distribución de la harina lo mas adecuadas posible, distribuyendo la harina sobre toda la sección transversal del ducto ascendente.



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Los ductos de descarga de los ciclones deben ser equipados con válvulas pendulares adecuadas, en orden a evitar el bypass de los gases calientes por estos ductos hacia los ciclones. Evitar las entradas de aire falso en la entrada al horno y en la torre en general (especialmente en su parte inferior). En algunos casos los ciclos de los elementos circulantes son frecuentemente incrementados por una inadecuada operación del horno, aplicando cambios drásticos en la alimentación de combustible y en el tiro. Utilizar en las áreas afectadas por encostramientos refractarios basados en oxido de zirconio o carburo de silicio. Este tipo de refractario es químicamente neutro y no reacciona, o reacciona muy poco con los álcalis y sulfatos, con lo cual los depósitos de materiales se adhieren menos.

11.5.1 MEDIDAS CONTRA PROBLEMAS DE CLORO REDUCCION DE LA VOLATILIDAD: Existe muy poca oportunidad para disminuir la volatilización del cloro y cloruros, puesto que la volatilización se lleva acabo en un rango de bajas temperaturas (1200 - 1300 °C). DESCARGA DE POLVO (CICLO EXTERNO): Para hornos secos largos y húmedos los cloruros pueden sacarse efectivamente del horno por descarga de la fracción fina del polvo del horno. Para hornos con precalentador la descarga del polvo no es muy eficiente puesto que la acumulación de cloruros en el polvo es pequeña. Sin embargo, en el caso de un ciclo muy alto de cloro esta medida puede ayudar a permanecer en un nivel bajo, el efecto de esta medida puede calcularse por un balance de materiales. REDUCCION DEL CICLO DE AZUFRE: La formación de pegaduras es provocada por una alta cantidad de elementos circulantes. Y como el ciclo de cloruros no es posible disminuirlo efectivamente, debe tomarse todas las medidas posibles para disminuir el ciclo del azufre. INSTALACION DE UN BYPASS: Si la entrada de cloruros a un horno con precalentador es mayor de 0.2 a 0.03 %, se debe instalar un bypass para cloruros. Si el limite de 0.03 puede ser tolerado depende del ciclo del azufre. Una regla muy efectiva para calcular la cantidad de gases por el bypass es : % Bypass = % Cl de los materiales x 100. Por ejemplo: % Cl de las materias primas es 0.05 %, entonces se requiere un bypass de 5 %.



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1.5.2 MEDIDAS CONTRA PROBLEMAS DE AZUFRE: REDUCCION DE LA VOLATILIDAD DEL AZUFRE: La volatilidad del azufre puede ser fuertemente influenciada. La primera medida debe ser ajustar la relación molar de sulfatos/álcalis a los valores recomendados. La segunda medida es el control del exceso de aire a 2 % de O2 en la entrada del horno. Asegurar una adecuada preparación del combustible para mantener una combustión completa, es decir un contenido de CO en la salida del horno entre 0 y 0.05 %. Esto requiere una correcta finura del carbón. Establecer una adecuada dosificación del carbón, con las mínimas variaciones posibles. El quemador debe ser de ultima generación, el cual produce una llama corta y estable que hace que el material este el menor tiempo posible en la zona de alta temperatura. El quemador debe ser ubicado paralelo al eje del horno sin dirigirse hacia la carga para evitar zonas localizadas de atmósfera reductora. La carga térmica en la zona de sinterizacion debe ser tan pequeña como sea posible. Para ello se recomienda un quemador secundario o precalcinador. Evitar clinker sobrequemado. Modificar la composición de la alimentación del horno (modulo de sílice) para mejorar la quemabilidad y la granulacion del clinker. Esta medida ayuda a reducir la temperatura máxima requerida en la zona de quema y a reducir la volatilización de los sulfatos de los granos de clínker. DESCARGA DEL POLVO: Especialmente para hornos secos largos y húmedos la descarga de polvo es una medida efectiva para sacar el azufre del horno. Pero este no es el caso para hornos con precalentadores donde la acumulación de azufre en el ciclo externo es pequeño. Para los hornos con precalentador se hace necesaria la instalación de un bypass cuando no se tiene álcalis para extraer el azufre del horno. CONTROL AUTOMATICO DEL HORNO: El control automático del horno ayuda bastante a tener un ciclo de azufre bajo por no existir sobrecalentamientos y el tiro del horno permanece estable.

11.5.3 MEDIDAS CONTRA PROBLEMAS DE ALCALIS:



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Para la solución de los dos problemas que pueden presentarse por los álcalis, a saber, pegaduras, y excesivo contenido en el clinker, debe buscarse la manera de desalojarlos del sistema del horno. Sin embargo, en lo que se refiere a la evaporación de estos álcalis en el horno, las soluciones de ambos problemas son opuestos, es decir, si se necesita reducir el contenido de álcalis en el clínker se debe evaporar la mayor cantidad posible de ellos, mientras que para evitar encostramientos de álcalis tiene que evaporarse la menor cantidad posible. VOLATILIDAD DE LOS ÁLCALIS: En ausencia de azufre la volatilidad de los álcalis es muy alta y crea problemas en el precalentador. En tales casos se le puede agregar yeso a la mezcla de harina para incrementar el contenido de sulfatos. CLINKER DE BAJO ALCALI: Si se debe producir un clinker de bajo álcali, se deben tomar medidas para incrementar la volatilidad, tales como: Reducir el contenido de sulfatos. Producir una llama larga y estable. Quemar duro (CaO libre < 1), si es posible reducir la quemabilidad incrementando el modulo de sílice. Tener un mínimo de exceso de aire. Agregar cloro a la mezcla de harina, bien sea quemando solventes con cloro o adicionando CaCl2. En caso de hornos secos largos o húmedos los álcalis pueden ser sacados descargando una fracción del polvo en el ciclo externo. En el caso de un horno con precalentador se requiere un bypass.



La Operación del Horno Cementero ha sido tradicionalmente complicada por resultar prácticamente imposible controlar simultáneamente más de 30 variables que influenciaban las condiciones de desarrollo del proceso. Para los fabricantes de maquinaria y equipo resulta más rentable ofrecer soluciones individuales a cada una de las consecuencias, administrando individualmente los problemas en vez de eliminarlos atacando el origen y las causas. Disponiendo de llama cónica hueca y condiciones optimas de combustión en el horno, manteniendo bajo control los circuitos de volátiles, tendremos menor cantidad de variables operativas y simplificaremos totalmente la operación del horno, resultando factible alcanzar todos los objetivos propuestos de producción, eficiencia y estabilidad operativa. En tales condiciones, resultará factible y rentable la automatización del sistema.



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12.1 CONTROL OPERATIVO DEL ENFRIADOR 12.1.1 Importancia de la Etapa de Enfriamiento El clinker producido en el horno y enfriado en el mismo hasta la solidificación de la fase líquida, pasa al enfriador. La importancia del enfriamiento del clínker podríamos resumirla en la siguiente forma:

El enfriamiento del clínker determina sus características finales en cuanto a molturabilidad y resistencia mecánica, durabilidad química y estabilidad de volumen del cemento como producto final.

El enfriamiento en el horno debe ser el mínimo necesario para alcanzar la

temperatura requerida para la solidificación de la fase líquida. El enfriador de parrilla resulta el sistema más conveniente desde el punto de

vista de la consolidación de las características del clínker, además de permitir una mejor recuperación de calor y disponer de aire terciario.

En la parrilla el mayor volumen de aire debe aportarse en forma inmediata,

procurando el enfriamiento más rápido posible. La temperatura del clinker a la salida del enfriador debe ser suficiente para

permitir su molienda inmediata sin afectar la eficiencia del molino. En la Figura 12.1, se presenta una representación gráfica del enfriador de parrilla que permite observar los factores que afectan la velocidad de enfriamiento.



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Figura 12.1 El operador debe operar el enfriador de tal forma que pueda cumplir tanto como sea posible los siguientes objetivos:

a) La temperatura del clínker en la descarga del enfriador debe ser tan baja como sea posible, debido a que altas temperaturas ponen en peligro los equipos de transporte así como constituyen un desperdicio de calor utilizable.

b) La temperatura del aire secundario debe ser tan estable y tan alta como sea

posible debido a que esto es un requisito para estabilizar la operación del Horno y las condiciones de formación de llama.

c) La temperatura del aire de salida del enfriador debe ser tan baja como sea

posible y el volumen tan pequeño como sea posible, para asegurar una mínima cantidad de calor perdido a la atmósfera.

d) El espesor de la cama de clínker en el enfriador debe ser tal que pueda pasar

libremente el aire a través de ella.



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e) La presión en el cabezal debe ser siempre estable y ligeramente negativa.

f) El establecimiento de las bases de control del enfriador deben ser tales que las

placas de la parrilla, la unidad de movimiento del enfriador, la trituradora de clinker, y las paredes del enfriador no puedan llegar al sobrecalentamiento. El operador del Horno tiene básicamente 2 variables de control por las cuales puede regularse la velocidad de la parrilla, lo cual hace variar el tiempo de residencia del clinker y el espesor de la cama de material en el enfriador; o puede variar la distribución de aire en el mismo. En caso de una emergencia, tales como fuerte sobrecalentamiento en el enfriador, el operador del Horno puede disminuir la temperatura del clinker que cae al enfriador ajustando la geometría de la llama para trasladar la zona de clinkerización más adentro del Horno, alargando la zona de enfriamiento y evitando el hombre de nieve. Numerosos indicadores y registros en el panel de control de planta proporcionan los medios por los cuales el operador mantiene un efectivo control sobre la operación del enfriador y puede detectar irregularidades en la operación.

12.1.2 La Evolución de la tecnología en el campo de enfriadores

El trabajo del Enfriador depende de las características del clínker que le llega

del horno y las mismas de la forma en que se controla la combustión, por lo

que durante mucho tiempo ha sido la víctima de los malos quemadores, la

mala formación de llama y el descontrol de procesos en el horno.

En la historia del horno cementero el enfriador ha sido un punto crítico

debido a que todos los descontroles operativos en el proceso le llegan al

enfriador, afectando su trabajo, operación y mantenimiento. El clínker le

llegaba al enfriador en la siguiente forma:

Composición granulométrica demasiado amplia y variada, recibiendo desde

clínker polvoso de algunas micras hasta grandes bolas de hasta un metro de

diámetro que rompían la parrilla al impactar sobre las placas.

Clínker demasiado caliente que formaba el hombre de nieve y quemaba

placas.



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Súbitos enfriamientos con presencia de material fino caliente en el

enfriadores que llenaba tolvines, forzaba el accionamiento y quemaba

placas.

Segregación en la caída del material provocando zonas de la parrilla con

material fino, por donde no pasaba el aire, dejando sin refrigeración las

placas, y material grande por donde se pasaba el aire de frente, sin

intercambio térmico.

En tales condiciones el trabajo de los enfriadores resultaba imposible de

cumplir en forma adecuada. También en este campo, los fabricantes de

maquinaria y equipo, en lugar de atacar las causas se orientó a compensar

las deficiencias, complicando en vez de simplificar, para beneficiarse

comercialmente.

Se utiliza acero refractario de alta resistencia para soportar las altas

temperaturas, se incrementa la potencia de motores utilizados para

accionamientos y presión de los ventiladores, se instala cañones de aire

para eliminar el hombre de nieve, se efectúa el control sobre la presión

debajo de la parrilla en cada placa en forma individual, etc.

Al desarrollar el concepto de la llama cónica hueca y optimizar el manejo de

la combustión en el horno, consiguiendo una adecuada nodulización del

material en el proceso, se ha conseguido cumplir el objetivo de disponer de

clínker con granulometría adecuada para trabajo del enfriador de parrilla

(Figura 12.2).

Bajo tales circunstancias, los importantes avances tecnológicos en el diseño

del enfriador de parrilla deben asegurar una operación de enfriamiento

perfectas, con adecuada protección de los sistemas de transporte,

suministro adecuado y estable de aire secundario al horno, estabilidad de

presión en el cabezal y altos rendimientos térmicos.



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Figura 12.2

Granulometría aceptable de Clínker

12.1.3 LA NUEVA GENERACION DE ENFRIADORES DE PARRILLA DE ALTA EFICIENCIA

Desde la aparición del primer horno cementero las dificultades para alma-

cenar y transportar el clinker caliente, como razón primaria, determinaron la

necesidad de integrar al sistema de producción de clínker un enfriador.

La evidente posibilidad de recircular el calor del clinker al horno, estableció la

conveniencia de utilizar para el enfriamiento flujo directo de aire a

contracorriente o transversalmente, que después serviría en su totalidad o en

parte, como aire secundario para la combustión.

Así, surgieron diferentes diseños de enfriadores que podríamos clasificarlos en

4 tipos o grupos:

a) Verticales, también llamados enfriadores de cuba.

b) Rotativos o tubulares.

c) Planetarios o enfriadores de satélites

d) Enfriadores de parrillas.

Los criterios de selección de enfriadores han evolucionado radicalmente con el

costo de la energía, el desarrollo tecnológico y la disponibilidad de nuevos

materiales, equipos y sistemas de control.



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Hace algunos años se definía el tipo de enfriador que resultaba conveniente

para cada caso en función de la capacidad del horno, la disponibilidad de

espacio, las características del clínker, la eficiencia energética, el impacto

ambiental y los costos de inversión.

Actualmente la selección se ha simplificado y se limita a definir las

características del enfriador de parrillas que resulta adecuado para cada caso.

Los enfriadores de cuba o verticales murieron por complejidad de manejo al

aumentarse las capacidades de producción.

La crisis energética mató los últimos enfriadores rotativos, recordando que al

igual que el horno, resultan pésimos intercambiadores de calor.

La precalcinación y su ineludible exigencia de aire terciario aplicó el tiro de

gracia a los mounstrosos enfriadores de satélites.

Bajo tales perspectivas y consecuentes con nuestra calidad de expertos en

conservación de energía, nos limitaremos a analizar la evolución del diseño de

los enfriadores de parrilla, hasta llegar a la nueva generación de enfriadores

de alta eficiencia.

A continuación se describen tres de los modernos sistemas enfriadores de parrilla

de los principales fabricantes de equipos:

A) ENFRIADORES DE F.L. SMIDTH

Una de las ventajas ofrecidas por este tipo de enfriador esta en que cualquier enfriador de parrilla convencional puede ser total o parcialmente cambiado a este nuevo sistema.

El enfriador Coolax supera muchas deficiencias de los enfriadores tradicionales,

tales como la uniformidad del lecho y distribución de las corrientes de aire

refrigerante.

El enfriador presenta un solo modelo de placas que por su ordenamiento

puede dividirse en 2 zonas principales. La primera o zona de recuperación

ubicada a la entrada del enfriador, va equipada con el sistema de parrilla

"CFG" y la segunda o zona de post-refrigeración cuenta con el sistema de

parrilla "RFT".



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La zona de recuperación se divide en 3 secciones que agrupan compar-

timientos menores con números variables de placas. El aire total es

proporcionado por 10 ventiladores, 3 de los cuales sirven para sellar cada

sección. El aire que llega a cada compartimiento presenta canales

independientes para la regulación del flujo de aire, resultando más tolerante

con variaciones de tamaño.

En la Figura 12.3 se muestra el Enfriador SF Coolax Cross Bar.

Figura 12.3

B) ENFRIADORES DE KRUPP - POLYSIUS

El PREPOL de Polysius se mantuvo operando con los problemas típicos derivados del descontrol operativo en el horno, hasta que hace algunos años Polysius lanzó al mercado el Enfriador REPOL SZ el cual, a diferencia de los enfriadores de parrillas típicos, opera con 2 capas de clinker superpuestas.

La capa inferior está en contacto directo sobre la parrilla y está conformada por clínker frío proveniente de una tolva instalada al inicio del enfriador, y la capa superior se va formando por el clinker caliente que va saliendo del horno.

Ambas capas se mueven paralelamente hacia la descarga, donde finalmente son separadas. Por un lado la capa inferior es evacuada a través de una



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abertura que va a todo lo amplio del enfriador por donde el clinker sale y queda listo para su almacenamiento final, mientras la capa superior pasa a una trituradora de rodillos que tiene como objetivo reducir el tamaño de los gránulos más grandes de clínker para facilitar su transporte y enfriamiento para llevarlo hacia la tolva ubicada al comienzo de la parrilla. Una de las principales ventajas del sistema con lecho doble, es el de proteger de elevados esfuerzos térmicos y desgaste de las placas de la parrilla, además de obtener mayores tiempos de residencia para el aire, permitiéndole adquirir una mayor carga térmica.

La parrilla está constituida por 2 zonas bien establecidas, la primera ubicada a la entrada del enfriador conformada por 8 filas de placas ciegas (sobre la cual se encuentra la tolva de alimentación del clínker frío) y a continuación la segunda zona con 35 filas entre móviles y rígidas con placas tipo "Jet Ring". Posteriormente, introduce el Enfriador Polytrack que incorpora un mayor control neumático y ubica la trituradora de clínker en la zona intermedia (Figura 12.4).

Figura 12.4



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C) ENFRIADORES DE HUMBOLDT - WEDAG

El Enfriador Pyrostep de KHD presenta varias zonas de diseño diferente con sistemas de control y formas de refrigeración diferentes. Este tipo de enfriador trabaja con 2 capas de clinker de manera similar al enfriador Repol ZS. La capa de clínker frío también funciona como un agente pasivante a los esfuerzos térmicos y mecánicos a los cuales está sometida la parrilla.

Este sistema se muestra en la Figura 12.4 y cuenta con 5 zonas de enfriamiento claramente definidas, que dependen de la capacidad instalada del sistema y del grado de enfriamiento requerido por el clinker.

a) Zona 1

Está conformada por varios niveles de placas estacionarias que tienen como finalidad el homogeneizar y distribuir el clinker sobre toda la superficie de la parrilla.

Las placas en esta zona son completamente ciegas; pero permiten que el aire fluya horizontalmente por una ligera abertura entre fila y fila de las placas que vienen escalonadas.

b) Zona 2

Está constituida por una sección parrilla reciprocante, equipada con placas tipo "Omega". Este modelo de placas presenta cavidades dentro de las cuales se aloja el clínker, permitiéndole asegurar una mayor interacción con el aire.

c) Zona 3

Comprende varios niveles de parrillas estacionarias similares a las de la zona 1, que actúan asegurando el uso completo de la parrilla, y regulando el flujo del material cuando se trabaja con elevadas cargas de operación.

d) Zona 4

Esta zona también esta equipada con placas "Omega". La longitud de esta zona depende de los requerimientos del proceso y la capacidad de producción instalada del sistema.



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e) Zona 5

La refrigeración del clinker en esta zona se hace por cámaras, que vienen equipadas por placas "Omega" y "Estándares" , donde la distribución del aire es determinada en cada placa para conseguir un enfriamiento lo más uniforme posible. Este tipo de enfriador puede ir acompañado en la descarga de un triturador de rodillos o de martillos. La eficiencia de recuperación para este tipo de enfriadores está entre 70-76% dependiendo del sistema del horno.

Figura 12.5

12.1.4 CONTROL DE TIRO (PRESIÓN) EN EL CABEZAL Si tuviésemos que elegir la ubicación del punto más importante en todo el proceso de fabricación de clínker, sin lugar a dudas sería la zona del cabezal del horno (Figura 12.6).



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Figura 12.6 Observando el punto más importante de todo el Sistema de

Producción de Clínker y de toda la industria cementera. Resulta importante este punto del sistema por dos razones:

a) La caída del clínker del horno al enfriador constituye el punto de control de calidad de todo el proceso. Cuando visitamos cualquier planta cementera pedimos mirar este punto por la mirilla del cabezal en la parte frontal del horno y con tal observación tenemos una idea bastante representativa de la calidad del trabajo que se efectúa en toda la empresa.

b) La presión en el cabezal representa el punto de equilibrio de todo el sistema del

horno. La estabilidad de los procesos de combustión y clinkerización dependen del cumplimiento del objetivo de mantener en este punto presión cero o ligeramente negativa Resulta fundamental el equilibrio de presiones que se tiene que establecer entre el tiro del horno para desplazar los gases de combustión y el tiro del enfriador para regular la cantidad de aire secundario y la proporción de aire residual que debe eliminar. Se requiere un volumen definido de aire para la combustión del Horno, y se requiere también cierta cantidad de aire para enfriar el clinker a una temperatura moderada, antes de que deje el enfriador.



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Se requiere más aire para enfriar adecuadamente el clinker, que el que se necesita para la combustión en el Horno; por esta razón, los enfriadores están equipados con una chimenea de aire residual. Esta chimenea incorpora una compuerta para controlar la cantidad de aire liberado a la atmósfera. El control de tiro del cabezal es simplemente una regulación de la cantidad de aire residual a través de la chimenea del enfriador, de tal forma que cuando la presión del cabezal es demasiado alta la compuerta debe ser abierta y cuando es demasiado baja, la compuerta debe cerrarse. La presión de la compuerta es controlada principalmente por el tiro del Horno: esto es, la velocidad de gases en el Horno como resultado de la succión del ventilador exhaustor y el volumen de aire introducido en el enfriador, asumiendo que otros factores permanecen constantes. La presión en el cabezal o caperuza, puede ser positiva o negativa. Una presión negativa índice que el cabezal está bajo vacío, y una presión positiva quiere decir que el cabezal está presurizado. La regla básica en el control de presión de la caperuza es nunca operar un Horno con presión positiva en el cabezal. La presión de la caperuza también puede ser controlada automáticamente. El controlador recibirá una señal de entrada del instrumento de medición de presión del cabezal y enviará una señal de entrega a la compuerta de la chimenea del enfriador. El operador ubicará el punto de operación en el controlador a la presión deseada en el cabezal (generalmente entre 0,07 y 0,03 pulgadas de agua). Cualquier oportunidad que la presión en el cabezal se desvíe de este valor, la compuerta de la chimenea entonces será ajustada automáticamente por el controlador.

Figura 12.7 Cabezal del Horno



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La importancia de la presión en el cabezal y la necesidad de mantener presión cero en el aire secundario se explica en la necesidad de instalar la parrilla del enfriador en el mismo eje del horno, sea en la misma dirección o en dirección opuesta, con la desviación requerida para compensar el impulso de caída. En alguna oportunidad se instalaron enfriadores en una posición de 90° respecto al horno por razones de disponibilidad de espacio, y los hornos no pudieron mantener condiciones estables de operación, debido a que el impulso del aire secundario provoca una desviación de llama en el interior del horno.

12.1.5 CONTROL DE TEMPERATURA DEL AIRE SECUNDARIO La temperatura del aire secundario, tiene una influencia directa en la geometría de la flama y el punto de ignición del combustible; en consecuencia, cualquier irregularidad en la temperatura del aire secundario puede causar características irregulares en la llama, lo cual podría ocasionar descontroles en la zona de clinkerización. Es prácticamente imposible mantener condiciones estables de operación en el Horno, cuando la temperatura del aire secundario no es mantenida constante, dentro de una tolerancia de más o menos 50º. Lo siguiente se aplica a los pasos que deben ser realizados cuando el Horno es operado a velocidad normal y está produciendo clinker bien calcinado. El Horno debe operarse con la temperatura del aire secundario tan alta como sea posible, por que así se recupera la mayor cantidad posible de calor del clinker. Una segunda ventaja de temperatura de clinker alta es la influencia favorable en el objetivo de quemar el clínker cerca a la descarga del Horno. Sin embargo, hay límites prácticos para la temperatura del aire secundario. Una temperatura demasiado alta puede dar lugar a sobrecalentamientos a la salida del Horno (anillo de salida) así como en el quemador y el enfriador mismo. Es recomendable operar el Horno con la temperatura del aire secundario ligeramente por encima del máximo permisible para proteger las placas de la parrilla y el refractario del enfriador.



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Figura 12.8 Adecuada operación de enfriamiento: temperatura estable del aire secundario

Los 2 factores que tienen la mayor influencia sobre la temperatura del aire secundario son:

Velocidad de la parrilla en relación al volumen y temperatura del aire introducido en el enfriador para enfriar el clinker.

Temperatura y tamaño del clínker que se descarga del Horno al enfriador. Bajo condiciones estables del Horno, la temperatura del aire secundario es controlado por la velocidad de las parrillas del enfriador, lo cual simplemente quiere decir que el espesor de la cama de clinker es el factor de control; así, un incremento en la velocidad de la parrilla (disminuye el espesor de cama), permaneciendo otras condiciones constantes, originan una temperatura de aire secundario más bajo, y una velocidad más lenta de la parrilla (cama de mayor espesor) causa un aumento de la temperatura. Es importante recordar sin embargo, que el control de la temperatura de aire secundario no es únicamente materia de aumentar o disminuir la velocidad de la parrilla. Como se mencionó anteriormente, hay varios factores que deben ser considerados antes de decidir que ajuste dará el resultado deseado. Debido a que la temperatura del aire secundario es controlada principalmente por la velocidad de la parrilla y el volumen y temperatura del aire que ingrese al enfriador, así como la temperatura y tamaño del clinker, éste control se hace simultáneamente con el control de presión debajo de la parrilla, puesto que cualquier cambio en estos dos variables también hará variar la presión debajo de la parrilla. Esto limitará considerablemente el grado dentro del cual la temperatura de aire secundario puede ser controlada.



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En una condición irregular del Horno, en la cual la mayor parte del material en el enfriador se encuentre en forma de módulos de pequeño tamaño, ó aún peor, en forma de polvo, el operador reducirá primero la velocidad del Horno, lo cual reduce la cantidad de clinker y consecuentemente disminuye la temperatura del aire secundario. Si se hace un intento para mantener la temperatura del aire secundario dentro de límites establecidos, en determinadas circunstancias podría ser necesario bajar la velocidad de la parrilla a tal grado que podría impedir el paso del aire a través de la cama, con lo cual el material sería enfriado convenientemente y saldría al rojo del enfriador, causando considerables daños en el equipo de transporte de clinker y probables inconvenientes durante el almacenamiento y la molienda final. El ajuste apropiado en este caso sería bajar la velocidad de la parrilla sólo en un grado tal que pueda ser mantenido el espesor normal de cama. Es también sumamente importante que el flujo de aire en el enfriador se aumente para enfriar adecuadamente el clinker. El operador nunca debe tratar de mantener la temperatura del aire secundario en un nivel normal, cuando el Horno ha sido aguantado debido a un enfriamiento. El otro factor a ser considerado en el control de la temperatura del aire secundario es la temperatura del clinker proveniente del horno. Cambiando las características de la llama, la zona de clinkerización puede ser trasladada más cerca a la descarga del Horno, aumentando así la temperatura del aire secundario; o la zona de clinkerización puede ser trasladada al interior del horno reduciendo la temperatura del aire secundario. Estas acciones son resumidas en la forma siguiente:

Para reducir la temperatura del aire secundario: Aumentar la velocidad de la parrilla Disminuir el espesor de la cama en el enfriador Disminuir el tamaño de las partículas de clinker Disminuir la cantidad de clinker Quemar más atrás en el Horno. Para aumentar la temperatura del aire secundario:

Disminuir la velocidad de la parrilla Aumentar el ancho de la cama del clinker Aumentar el tamaño de las partículas de clinker Aumentar la cantidad de clinker Quemar más cerca de la descarga del horno



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Antes de la implementación de la llama cónica hueca, el descontrol operativo en el horno determinaba condiciones inmanejables en el enfriador; disponiendo de esta forma de control absoluto sobre la combustión y el desarrollo del proceso, el trabajo del enfriador se ha logrado simplificar, aprovechando todos los impresionantes avances en los diseños de parrillas para mantener excelentes condiciones de enfriamiento y estabilidad de la temperatura del aire secundario.

Figura 12.9 Control de temperatura del aire secundario y la llama

12.2 ANÁLISIS DE GASES Y CONTROL OPERATIVO DEL SISTEMA La observación del interior del horno por la zona frontal puede resultar impor-tante para apreciar algunos aspectos en la zona luminosa de la llama y la descarga del clínker producido. La posición y forma de la llama resultan los aspectos de mayor utilidad, que justifican la instalación de circuitos de TV interna y monitores con imagen a todo color. La observación visual del interior del horno en la zona fría resulta imposible, pero la tecnología moderna nos ha provisto de una forma de observación mucho más clara y efectiva a través del análisis de gases.



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Recordando que solamente el 1 % de calor se transfiere en la franja del espectro que resulta visible al ojo humano, tenemos que concluir que las in-formaciones que nos proporciona la observación visual son en realidad indicios que nos orientan en el sentido correcto. La visión que tenemos al mirar por la mirilla de observación del horno son las partículas de coque en estado incandescente en la zona crítica, donde la temperatura de gases y material es muy alta (1200 -1800 °C). Trasladándonos imaginariamente al otro extremo de la llama, donde declina la temperatura y desaparece la radiación, todo se desarrolla hacia la zona posterior del horno con menos luz, hasta quedar en tinieblas cuando se llega a la parte final del transcurso de los gases, donde en sentido contrario, se está efectuando la reacción de descarbonatación, fuertemente endotérmica.

Figura 12.10 Instrumentación moderna : Valiosa ayuda para el Operador

¿Resultará en alguna forma posible poder observar lo que sucede en la zona fría del horno y qué tan útil puede resultar para su control

operativo?



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Al instalar adecuadamente un sistema de toma de muestras y análisis de los gases que llegan al extremo del horno (entrada de material) le proporcionamos al operador valiosa información. Su adecuada interpretación resulta equivalente a proporcionarle la posibilidad de "mirar" en el interior del horno, lo cual facilitará el cumplimiento de los objetivos de operación segura, productiva y eficiente del sistema de producción de clínker. En un sistema operando en forma ineficiente, la operación resulta muy cómoda y hasta podría prescindirse del análisis de gases del horno, resultando suficiente un analizador después del precalentador para proteger el filtro. En un sistema que intente conseguir niveles por lo menos aceptables de eficiencia y estabilidad operativa, el análisis de gases que proporciona lectura de O2, y CO resulta "imprescindible", y recomendable, el disponer de información respecto a NOx y CO2. Los datos proporcionados por el análisis de gases en la salida del horno pueden tener otras implicancias y resultar útiles para otras cosas, pero en este caso, nos interesa precisar exclusivamente lo que significan y representan para la operación del horno : Los valores que constituyen "ojos" del operador en el horno son 4 : O2, CO2, CO y NOx. El criterio recomendado para interpretar sus señales es el siguiente : A) Oxígeno (O2) La lectura se registra en (%) y representa un efectivo indicador de estabilidad del sistema. Algo como el fiel de la balanza que mide el equilibrio operativo de las variables que intervienen en el sistema. La sensibilidad del oxígeno para indicar cualquier descompensación de variables en el horno resulta excelente, por lo cual se utiliza como variable de función en los sistemas de control automatizado. El operador debe considerar una ayuda de operación importante al automatismo, pero mantener bajo evaluación perma-nente el comportamiento de la curva de registro, tomando atención en la presencia de picos y formación de ciclos. Algunas de las causas que alteran la señal de oxígeno son:

Variación del suministro de combustible. Alteración de la eficiencia de combustión. Modificación del tiro.



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Variación del grado de calcinación Variación de la temperatura de aire secundario

El valor de O2 que resulta conveniente puede variar para algunos casos (precalcinación sin aire terciario, control del grado de volatilización de álcalis y/o sulfatos, etc.). En condiciones normales, el rango de operación debe fijarse en el mínimo que pueda mantenerse sin presencia de CO por deficiencia de oxígeno. Para calcular el exceso de aire a partir de la señal de oxígeno se debe utilizar la siguiente fórmula: n = 100 . O2 / 21-02 para gas natural n = 96 . O2 / 21-02 para combustóleos n = 95 O2 / 21- 02, para carbones Al tomar la muestra a la salida del horno, se debe considerar la dilución del oxígeno por la presencia de los gases de descarbonatación, pudiendo calcularse utilizando la siguiente fórmula : "n" real = n ( 1 más Qgd /Qgc ) Siendo Qgd y Qgc respectivamente, volumen total de gases de descarbonatación y combustión en la salida del homo.

Figura 12.11 Panel de Control Moderno

B) Análisis de CO Muchos piensan que el análisis de CO sólo sirve para prevenir explosiones en los filtros; quienes lo hacen operan a ciegas con resultados previsibles.



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La lectura de CO en los gases de salida del homo constituye la señal más efectiva de comprobar la adecuada formación de llama y la eficiencia de combustión. Ello se explica en razón de que la probabilidad de combustión completa es mayor dentro de la turbulencia de la llama provocada por la potencia del quemador: al agitarse la energía cinética del flujo dominante se igualan las velocidades y los gases circulan en flujo laminar. En tales condiciones de mezcla, la probabilidad de que la fracción de combustible aún sin reaccionar encuentre el ya escaso oxígeno disponible al final de la llama es muy pobre. Podría decirse que el CO es el ojo más sensible del operador. La más mínima alteración en las condiciones de combustión inmediatamente se reflejan en la señal de CO. Esta sensibilidad exige que los analizadores registren el contenido de CO en ppm (partes por millón) y no en porcentaje, lo cual sirve muy poco. Aceptando que la combustión industrial siempre es imperfecta, los valores aceptables de CO en la salida del horno podrían llegar hasta 200 ppm, lo cual es equivalente a 0.02 %, por ser un 1%= 10.000 ppm. Así, un valor de 0.1% que es la mayor sensibilidad de la escala en %, es equivalente a 1000 ppm de CO que resulta indicador de malas condiciones de formación de llama. A partir de 0.45 % se crean condiciones de autoinflamación con riesgo inminete de explosiones. C) Dióxido de carbono a la salida de gases del horno El porcentaje de oxígeno a la salida de gases del homo está únicamente en función de la cantidad de aire introducida en el horno y la consumida en la combustión. En contraste a esto, el porcentaje de CO2, a la salida de gases está influenciado por la calcinación de la alimentación de crudo al horno, así como la combustión. Cuando se quema carbón pulverizado bajo condiciones óptimas, esto es, cuando no hay exceso de aire en los gases del horno, habrá un máximo de 18,3% de CO2 resultante de la combustión, si es que no se presentó una evolución del mismo en la alimentación de crudo al horno. Para combustóleos este valor se encuentra alrededor de 15,8 % y para gas natural, 12,2%. Estos porcentajes se obtienen solamente bajo condiciones perfectas de combustión en el homo, lo que rara vez se presenta Cualquier exceso de aire presente causará una reducción en el porcentaje de CO2 en los gases. Sin embargo, un análisis en los gases de salida del homo en una planta de cemento muestra un porcentaje entre 22 a 28% de CO2. Por eso, una parte del C02 en los gases de salida debe ser originado por la calcinación del crudo.



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Asumiendo que el CO2 originado por la alimentación al horno se mantiene constante, cualquier disminución de CO2, en los gases de salida, indicaría que se trata de un aumento de aire en el horno. Sabiendo que un crecimiento en el exceso de aire provoca una pobre eficiencia de combustión, es cierto también que una caída del CO2 en los gases de salida, indica un mayor consumo de calor por cada tonelada de clinker producido. Por lo tanto, el operador debe tratar de obtener el máximo porcentaje de CO2 posible durante la operación normal del horno. Si la única función del analizador de CO2 fuese el indicar el nivel de eficiencia de combustión, no se justificaría su uso, ya que esta información se puede obtener de un analizador de oxígeno. Las condiciones bajo las cuales un analizador de CO2 se vuelve útil, es cuando las condiciones de calcinación en el homo cambian, esto es. cuando el horno no se encuentra en condiciones óptimas. Cualquier cambio en las características del material en proceso permanecen ocultas al operador, hasta que se hacen visibles en la zona de quemado. Con el uso de un analizador - registrador de CO2 el operador puede reconocer estos cambios antes que se vuelvan visibles en la zona de quemado, lo que le da tiempo para realizar los ajustes necesarios en las variables de control del horno más pronto de lo que podría si no tuviera el analizador. Un analizador de CO2 es muy útil también para recuperar condiciones de operación estables luego de un período de inestabilidad del horno. Asumiendo que el homo ha estado en una condición inestable, con O2 bajo y CO2 más alto que lo normal, cuando el registrador empieza a mostrar un incremento en el oxígeno, con la correspondiente disminución en el CO2 sin ningún cambio en el flujo de alimentación, el operador sabrá que las condiciones de calcinación detrás de la zona de quemado están mejorando y que puede esperar un incremento en la temperatura de ésta en cuestión de minutos. D) Análisis de NOx El analizador de NOx se recomienda y justifica para control de emisiones nitrogenadas al ambiente, pero en realidad resulta de mucha mayor utilidad como un efectivo factor de control de temperatura de llama. Para el operador representa un ojo muy efectivo puesto en la llama que le permite detectar in-mediatamente cualquier modificación en las condiciones de combustión. Su sensibilidad se explica en razón de que para condiciones determinadas de composición de combustible y comburente, nivel de exceso de aire fijo y combustión completa, la cantidad de NOx producida resulta un reflejo directo de la temperatura de llama.



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Siendo tan importante la temperatura de llama para la transferencia de calor por radiación, lo cual influencia directamente la forma en que se desarrolla el pro-ceso, disponer de una medición casi directa de esta variable favorecerá los objetivos de control en forma significativa. Sin embargo, para que la señal de NOx resulte una señal válida y representativa resulta requisito indispensable que el operador efectúe la interpretación de la señal en forma conjunta con las de O2 y CO2 debido a la interrelación existente entre ellas: En presencia de CO el NOx disminuye en forma inmediata. Debido tanto a que el CO le "roba" el oxígeno quedando como nitrógeno libre, como por que la presencia de CO indica combustión incompleta, menor calor de combustión y disminución de la temperatura de la llama. Al variar el O2 en uno u otro sentido, a partir de la condición prevista como ideal, disminuirá el NOx Si aumenta el 02 por ingresar mayor exceso de aire, disminuye la temperatura por aumentar la masa circulante de gases con el mismo contenido térmico. Si aumenta el O2 por no completarse la combustión, habrá menos calor disponible y también disminuirá la temperatura de llama; en este caso también debería apreciarse presencia de CO2 lo cual influencia al mismo tiempo el contenido de NOx. Siempre resultará más importante el criterio del operador para interpretar las señales de análisis y utilizarlas como factores de valiosa información, que actuar en función de los valores absolutos observados.

Figura 12.12 Sonda para toma de muestras para el análisis



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El análisis de gases en el horno cementero no resulta una empresa fácil. La muestra debe tomarse desde la cámara de enlace, introduciendo una sonda que permita captar la muestra por succión, antes de queda contaminarse con el inevitable ingreso de aire falso por el sello. En este punto los gases resultan muy calientes, sucios y corrosivos. Para evitar que la sonda se queme debe ser refrigerada; algunos fabricantes han insistido en utilizar materiales de alta resistencia térmica, el cual facturan por supuesto al cliente, pero con malos resultados, porque los materiales resistentes a a la temperatura generalmente son muy poco resistentes a la corrosión ácida. Para evitar la exposición de la sonda a la corrosión se le instalan revestimientos externos de materiales anticorrosivos. En la parte interna, se programa la inversión de la toma de muestra, soplando periódicamente aire comprimido. Para evitar daños en los sensores la muestra tomada de gases debe ser previamente acondicionada; los fabricantes de equipos, siempre interesados en sacar el mayor provecho comercial posible, han ideado sistemas muy sofisticados para tal propósito; sin embargo, la mejor tecnología consiste en ―lavar ― la muestra con agua en instalaciones muy simples y efectivas, con separadores de sólidos y gotas por gravedad y filtros especiales en línea.. El factor de alteración de la muestra es muy pobre, porque la solubilidad de CO2 en agua es mínima, en esta forma se limpia la muestra de particulado y gotas. 12.3 MICROSCOPÍA DEL CLÍNKER PARA CONTROL DEL PROCESO El análisis de gases nos permite disponer de valiosa información para el control del proceso de combustión.. La microscopía del clínker nos permite conocer la forma en que se desarrolla el proceso de clinkerización. La selección de algunos nódulos de clínker de características adecuadas y un adecuada preparación de muestras permiten obtener mediante microscopía electrónica, valiosa información cualitativa referente a las condiciones operativas en el interior del horno y la calidad del clínker producido.



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Generalmente se ha identificado la microscopía con el trabajo del control de calidad del clínker, pero nuestra experiencia nos ha demostrado que podría representar una herramienta de invalorable utilidad para control operativo del horno.

Figura 12.13 Microscopía: Valiosa información de lo que sucede en el interior del horno

Los componentes mineralógicos del clínker presentan distintos aspectos, que dependen de las condiciones experimentadas, no sólo durante la cocción y el enfriamiento, sino también de su grado de molturación y homogeneización. Deducir el proceso tecnológico experimentado en función del aspecto de los componentes mineralógicos (paragénesis mineralógica), incumbe a la obser-vación microscópica cualitativa. En este sentido han trabajado numerosos investigadores entre los que destacan Trojer y Konopicky, Toporov, Tavasci, Virella, Padilla, Alegre y Terrier, Engel, y más recientemente Schreiter y Greuling. La paragénesis mineralógica representa una efectiva forma de control operativo para el jefe de producción y los responsables del proceso de fabricación de clínker, quienes necesariamente deben familiarizarse con la observación microscópica cualitativa, para intuir, de modo sencillo, el proceso tecnológico sufrido por el clínker objeto de estudio. Conocer lo que está sucediendo dentro del horno explica muchos detalles que resultan de invalorable utilidad para los objetivos de optimización del proceso y establece un canal de comunicación muy conveniente entre producción y control de calidad.



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12.3.1 Procedimiento de análisis La observación microscópica cualitativa deberá efectuarse sobre tres gránulos de clínker, tomados al azar, convenientemente desbastados y pulidos de acuerdo con las indicaciones prescritas, utilizando una pulidora eléctrica o en forma manual. Los granulos deben atacarse mediante el reactivo denominado nital, disolución alcohólica de ácido nítrico al 1%, durante 2 ó 3 segundos, lavados a fondo con etanol, inyectado mediante el dardo de un frasco lavador, y secados inmediatamente, mediante un ventilador de aire caliente, durante 15 minutos, luego de lo cual se encuentran en disposición de observarse al microscopio. La observación microscópica cualitativa comprende tres estudios distintos:

Observación realizada entre 100 y 300 aumentos, denominada macroscopía del clínker.

Observación entre 300 a 800 aumentos, microscopía auténticamente

dicha.

Observación entre 800 a 1000 aumentos, o estudio de detalles de estructura de las clases mineralógicas formadas.

Como es lógico, en cualquiera de estas tres observaciones deben cumplirse las condiciones ópticas adecuadas. A) MACROSCOPÍA DEL CLÍNKER Mediante esta clase de observación se estima la porosidad, grado de molturación y homogeneización del crudo, así como la acción de las cenizas del combustible. No obstante alguna de estas cualidades del clinker puede estimarse también mediante la observación microscópica auténticamente dicha, lo cual sirve para confirmar el criterio establecido por la primera.

Porosidad : Se entiende por porosidad de un clínker la relación, expresada en tanto por ciento, entre el volumen que ocupan los poros y el volumen total. Este valor está comprendido entre 20 y 50%. Debe entenderse que para tener un valor verdadero de la porosidad es preciso realizar un recuento cuantitativo de componentes, sin embargo, la simple observación macroscópica permite diferenciar una porosidad elevada, normal y débil. Un clínker de débil porosidad indica abundante fase liquida durante el proceso de clinkerización.



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Si la porosidad es elevada se debe a una temperatura de cocción fuerte o a una falta de fundentes. Cuál de estos dos motivos es la causa, se determinará mediante la observación microscópica. Si, por ejemplo, los cristales de alita, C3S, son bastante grandes e, incluso, alargados (forma de agujas), denota una temperatura elevada; ésta y no otra será la causa de la porosidad. En el caso de un aspecto normal en el tamaño cristalino de los silicatos y una cantidad baja de fundentes, la carencia de "materia intersticial" es la que origina la porosidad.

Molturación del crudo : La molturación de las materias primas juega un papel trascendental en el desarrollo de las reacciones de formación de los componentes mineralógicos durante la cocción. En el supuesto caso de una molturación insuficiente, se observarán grandes zonas de belita primaria aisladas y agrupaciones respetables de "cal libre", que conservarán la forma de esquirla caliza de la cual proceden. Esta última condición es indispensable para poder deducir la falta de molturación, ya que de no ser así podría confundirse con una falta de homogeneización. Los estudios efectuados indican que la cal es el componente de menor movilidad iónica durante el proceso de clinkerización y, al parecer, en la cocción no se consumen los granulos de caliza superiores a 100 micras.

Homogeneización del crudo : La homogeneización se refiere únicamente a los componentes calizos y arcillosos, por ser éstos los más importantes.La falta de homogeneización se caracteriza por la presencia de "cal libre" primaria, repartida por la estructura o formando pequeñas agrupaciones; así como por la presencia de amplias zonas de belita primaria aisladas y con una carencia de fundentes, respecto a las zonas adyacentes.

Acción de las cenizas del combustible : En el caso de emplear carbón como combustible, sus cenizas, que acostumbran a ser fuertemente sílicas, se incorporan al crudo durante la cocción, transformando una parte de alita en belita.



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Puesto que las cenizas se incorporan al clinker a través de sus poros, los granulos de aquel presentarán un aspecto característico, que consiste en una corona de belita alrededor de los granulos y bordeando los poros interiores.

Figura 12.14 Muestras seleccionadas de clínker adecuadamente preparadas son muy chismosas respecto al desarrollo del proceso y la calidad del clínker producido

B) MICROSCOPÍA DEL CLÍNKER Mediante esta observación se estiman principalmente las condiciones de cocción, tales como la temperatura, tiempo de cocción y enfriamiento. La temperatura de cocción viene determinada por la observación de la estructura de ambos silicatos; el tiempo de cocción, por el tamaño cristalino de la alita, y el enfriamiento, por la estructura de la masa intersticial.

Temperatura de cocción : Son indicios de una temperatura adecuada el idiomorfismo de los cristales de alita, así como el tamaño normal de los mismos (50 micras). La belita aparece en formas redondeadas completamente lisa o doblemente estriada, es decir, primaria; puesto que la secundaria adopta una forma ameboide. Los cristales de alita suelen contener en su interior inclusiones de belita, que denotan otra característica más que su germen primario de formación. No suele observarse "cal libre" y si se encuentra se halla diseminada. Los cristales alargados de alita, de forma acicular, indican una sobrecocción.



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Las amplias zonas de diminutos cristales de ambos silicatos con presencia conjunta de "cal libre" es indicio de falta de temperatura en la cocción.

Tiempo de cocción: Esta característica se observa en el tamaño de los cristales, así como en la forma de la alita. Los cristales demasiado grandes (100 micras) denotan una estancia prolongada en la zona de cocción; mientras que los excesivamente pequeños, inferiores a 40 micras, indican una permanencia insuficiente.

Enfriamiento del clínker: Quizás sea ésta la característica más importante en la observación microscópica de un clínker. Del tipo de enfriamiento dependen, no sólo la estabilidad, idiomorfismo y descomposición de la alita, sino también el contenido de belita secundaria, el contenido de "cal libre" secundaria, magnesia libre y contenido de aluminato tricálcico, C3A. Estos tres últimos componentes mineralógicos condicionan la expansión de los cementos, por ello su trascendencia. En el clínker deben considerarse dos tipos de enfriamiento en función de la influencia que pueden desempeñar en la composición mineralógica: El enfriamiento entre la temperatura de clinkerización, unos 1450°C. y la temperatura de los 1250°C; enfriamiento que se realiza generalmente en el interior del homo entre la "zona de clinkerización" y la boca de salida del clínker. El enfriamiento que tiene lugar en el enfriador y que se realiza entre los 1250°C y la temperatura ambiente. El primer tipo de enfriamiento condiciona la estabilidad de la alita, ya que, conforme se ha indicado al tratar de este componente mineralógico, si se enfría lentamente por debajo de 1250°C, se descompone en belita secundaria, ameboide, y en "cal libre" secundaria. Grandes zonas de belita ameboide denotan que el primer enfriamiento se ha realizado lentamente y la causa puede ser una llama demasiado avanzada, que dé lugar a una distancia grande entre la zona de clinkerización y la boca de salida del homo. Si la distancia entre la llama y la salida al enfriadores normal, los cristales idiomorfos de alita están orlados de cristales pequeños de belita, ya que la reacción antes citada sólo comienza a insinuarse dentro del homo.



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Si el enfriamiento en el enfriador es rápido, los fundentes o masa intersticial adquieren el aspecto de encastrados o semicristalinos; mientras que si el enfriamiento es lento, se observan perfectamente los cristales rectangulares o prismáticos del C3A (aluminato tricálcico) Es corriente, en este último caso, encontrar cristales de magnesia, MgO, periclasa, en forma de octaedros en el interior de la masa de fundentes.

Atmósfera del horno : Si en los hornos industriales la cocción se verifica con falta de aire o exceso de combustible, el carbono, principal componente de este último, no se quemará por completo y producirá monóxido de carbono (CO) fuertemente reductor, dada su afinidad por el oxígeno para originar anhídrido carbónico :

2CO + O2 -» 2CO2 En los hornos de clínker con atmósfera reductora, el CO actúa únicamente sobre aquel elemento que presenta doble valencia, es decir, el hierro. Por consiguiente, cuando se da este tipo de atmósfera, se observan nodulos muy brillantes de hierro metálico en la masa del clínker, así como posible formación de sulfuro calcico. C) ESTUDIO DE DETALLES DE LA ESTRUCTURA Se efectúa con los aumentos más fuertes disponibles y, por lo general, el microscopista lo emplea para investigación, más que para una rutina de fábrica. No obstante, siempre es interesante la observación de la belita que orla los cristales de alita; las dobles estrías de la belita y, sobre todo, la contextura de la masa intersticial, ya que si son microcristalinos sus componentes, es la única manera de poder diferenciarlos. Paragénesis Los estudios microscópicos antes expuestos, pueden resumirse, desde un punto de vista práctico, en el Cuadro 12.1. En términos prácticos podemos decir que el clínker nos ―cuenta‖ lo que sucede dentro del horno, por lo cual tendremos que saber elegir los más "chismosos", tratarlos adecuadamente para que muestren lo que saben y estar preparados para interpretar correctamente la información obtenida. Debemos recordar sin embargo, que el análisis se efectúa sobre granulos de clínker adecuados para aplicación de las técnicas de preparación y observación microscópica, pero que no necesariamente constituyen una muestra representativa en términos generales, por lo que la información obtenida debe ser utilizada con mucho criterio de aplicación y en forma combinada con otros parámetros y variables del sistema.



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Cuadro 12.1

PARAGENESIS DE LA MICROSCOPÍA DEL CLINKER



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12.4 EVALUACIÓN DE LA CALIDAD DEL CLÍNKER PRODUCIDO Siendo el objetivo principal del proceso la producción de clínker de las características previstas en la planificación de la producción, la evaluación permanente del cumplimiento de objetivos en este sentido, necesariamente tiene que considerarse un parámetro de la mayor importancia para el control operativo del sistema. Debemos recordar que en el horno se producen, contenidas en el clínker, resistencia mecánica y durabilidad química. La evaluación de las características del clínker que nos permitirán obtenerlas con los menores costos de procesamiento y máximos niveles de aprovechamiento en la práctica, nos permitirán desarrollar criterios adecuados para juzgar la calidad del clínker producido en el horno.

12.4.1 Tamaño de cristales de alilta y calidad del clinker En el control de calidad del clinker producido que se efectúa en planta, difícilmente se incluye la determinación por microscopía del tamaño de cristales de alita. Estamos dispuestos a demostrar que tal información resulta de fundamental importancia para mejorar la operación del horno, mejorar la eficiencia de molienda y producir cemento de mejor calidad.

En el homo cementero se producen resistencia mecánica y durabilidad química

contenidas en la composición físico-química del clinker.

La composición química representa el contenido potencial cuyo

aprovechamiento depende de las condiciones físicas que favorezcan su

conversión en cemento y posterior comportamiento durante su hidratación.

El tamaño de cristales de alita en el clinker resulta un factor de notable

importancia por las siguientes razones:

En el horno se producen cristales de un tamaño que varía entre 15 y 80 micras.

El tamaño promedio de las partículas del cemento es de 17 micras.

El grado de molienda que se debe lograr es el punto de llegada; el punto de partida es el tamaño de cristales que se producen en el horno.

El consumo específico de la molienda del clinker dependerá de la

proporción de cristales de mayor tamaño que se tenga que romper para alcanzar la granulometría requerida para hidratación y desarrollo de re-sistencias.



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Analicemos como se conforman los cristales de alita y que factores influencian

su tamaño final, cuanto influencian la molturabilidad del clinker y la reactividad

del cemento:

a) Formación de cristales de Alita en el horno

La diferencia que marca el distinto comportamiento de la reacción de formación de C3S a partir del C2S y el CaO, que influencia el tamaño de los cristales forma-dos, radica en su desarrollo en el interior de nodulos o a partir de partículas sueltas. Cuando la reacción se efectúa en forma nodular, la fase líquida que aglutina las partículas determina la cinética de la reacción que se efectúa por difusión del CaO a través del líquido para conformar el C3S; como en la marcha del horno el líquido atrapado en el interior de los nódulos permanece inmóvil, la alita se forma por nucleación. Los cristales formados crecen en forma limitada hasta que se agotan los reactantes.

Al formarse alita por el contacto de partículas individuales favorecido por el giro del homo, los cristales de alita formados ya no nodulizan y crecen por aglomeración, al-canzando tamaños considerablemente mayores que los que se logran en los nodulos. Las causas y efectos de este fenómeno se comentan en el artículo referente al clínker polvoso.

b) Molturabilidad del clínker formado Existe una directa relación entre el tamaño promedio de los cristales de alita que conforman el clínker y el consumo específico de energía requerida para la mo-lienda final del cemento. Si consideramos que el grado de molienda normal para cementos portland tipo I se controla en la malla 325 ASTM, que tiene una abertura de 44 micras, y se mantiene alrededor de un 10-15% de retenido (>44micras), se entiende que entre el 85 y 90% de partículas tendrán que molerse por debajo de ese tamaño. Si la formación de alita se ha efectuado en forma nodular y los cristales se han formado en forma nuclearizada, su tamaño será probablemente menor a 44 micras y sólo se requerirá energía principalmente para disgregar los nodulos. En la medida que una mayor proporción de cristales de alita se hayan formado por aglomeración y tengan tamaños mayores a 44 micras, tendrán que fraccionarse o partirse para cumplir el requerimiento de finura del cemento producido. El consumo requerido para efectuar este trabajo será considerablemente mayor.



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Para elaborar una relación cuantitativa de este efecto, se ha recopilado información de estudios microscópicos de varias plantas, conformando el grá-fico de la Figura 1 que relaciona directamente el tamaño promedio de cristales con la molturabilidad del clínker en ° Hardgrove.

c) Reactividad del Cemento

La exigencia de romper los cristales de tamaño mayor al requerido en el cemento determina la conformación de material con cristales pequeños bien conformados y cristales fraccionados que resultan más fáciles de penetrar por el agua de hidratación y por tanto más reactivos. Este cemento con cristales partidos será más reactivo y permitirá obtener resistencias iniciales más elevadas, lo cual podría resultar conveniente en algunos casos; sin embargo, tal conformación también insume mayor cantidad de agua y afecta la reacción agua-cemento. Asimismo, a mayores edades la resistencia final será considerablemente menor. 12.4.2

12.4.2 INFLUENCIA DE LA ATMÓSFERA REDUCTORA SOBRE LA CALIDAD DEL CLÍNKER Y LOS GASES CIRCULANTES

En el interior del horno cementero se encuentran casi todos los elementos

químicos conocidos, presentes en el crudo, el combustible y el revestimiento

refractario.

Además de las reacciones químicas principales que constituyen los procesos de

Combustión y Clinkerización, se producirán infinidad de reacciones entre

compuestos minoritarios que en diferentes formas y niveles podrían afectar la

calidad del clínker producido y/o la estabilidad de marcha del sistema.

En este gran reactor, la influencia de la atmósfera del medio de reacción resultará

un factor de indudable importancia.

Tradicionalmente, los Ingenieros de Planta consideramos los términos "oxidante"

y "reductor" asociados a la presencia o ausencia de oxígeno; así, cuando

trabajamos con exceso de aire consideramos tener una atmósfera oxidante y

cuando hay deficiencia de aire (o exceso de combustible), la combustión

incompleta la asociamos con la presencia de una atmósfera reductora.

La condición oxidante o reductora las interpretamos como tendencias a oxidar o

reducir, entendiendo por ello el incorporar o quitar oxígeno.



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Esta concepción es correcta pero imprecisa y sobretodo incompleta, considerando

que por reacciones de oxidación - reducción se entienden todos los procesos

químicos en los cuales se observa la transición de electrones de unos átomos o

iones a otros.

Esta correspondiente pérdida o adición de electrones por parte de átomos,

moléculas o iones tiene una gran influencia sobre su reactividad; por ello,

resultará en muchos aspectos un condicionante de su participación en la marcha

del proceso de fabricación de clinker.

En el horno cementero, a partir de la combustión siempre se presentan niveles variables de atmósfera reductora. El bajo nivel de exceso de aire que se maneja

determina que a lo largo de la llama existan zonas ricas en oxígeno (oxidantes) y ricas en combustible (reductoras), antes de que se complete la combustión.

Esto puede observarse claramente en la Figura 12.15, donde se muestra la diferencia entre ambas atmósferas en el interior del horno.

Atmósfera Oxidante Atmósfera Reductora

Figura 12.15



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Esta condición de atmósfera reductora puede considerarse normal, no

alcanzando niveles que alteren considerablemente la marcha del proceso.

Resulta menos frecuente pero probable, la circunstancia de atmósferas

reductoras localizadas, con incidencia en la composición fisicoquímica del material y/o los gases circulantes, debido principalmente a las siguientes causas:

a) Combustión incompleta, por deficiente regulación de la relación aire-

combustible o insuficiente mezcla entre ambos.

b) Impacto de la llama sobre el material o la costra, provocando el depósito de

carbón sobre ellos, por constituir puntos fríos que apagan las partículas

incandescentes en proceso de combustión.

c) Depósito de partículas del coque proveniente de asfáltenos, que resultan muy

difíciles de quemar y pierden energía cinética al alejarse del quemador,

cayendo por gravedad sobre el clínker en formación.

d) Presencia de material combustible en el propio crudo en proceso que

combustiona en forma incompleta en el interior de los nodulos, al no disponer de

suficiente oxígeno.

e) Partículas de carbón con un diámetro original muy grande, por lo cual no

llega a completarse la reacción por difusión hacia su interior, quedando un

residuo combustible que cae sobre el material si mantiene aún una masa

considerable, o es arrastrado por los gases circulantes.

La influencia de la atmósfera reductora, en estos casos, sobre el material y el

proceso ha sido ampliamente estudiada, pudiendo resumir los resultados

reportados en los siguientes términos:

Sobre la calidad del clinker

El efecto de la atmósfera reductora sobre la calidad del clinker ha sido comprobada en tres formas específicas:

• Reducción del óxido de fierro que pasa de Fe203 a FeO, el cual reemplaza la intru-

sión del MgO en el aluminato tricálcico, provocando el cambio de coloración del

clinker desde el gris acostumbrado a un color marrón característico.

Aunque desde el punto de vista de las resistencias mecánicas tal variación del

color no tiene mayor importancia, el factor apariencia para el usuario podría

ocasionar graves consecuencias en la comercialización.



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• Por la misma razón anterior, se afecta la velocidad de fraguado que influencia el

C3A, con incidencia en las características de empleo del cemento fabricado con

el clinker "reducido".

• La condición reductora provoca la inversión de la reacción de clinkerización

C+C2S—>C3S dando lugar a la descomposición del C3S formado en C2S y cal libre.

Siendo contrario a la reacción principal del proceso, este factor si reviste impor-tancia, afectando en casos extremos en forma visible en el microscopio la calidad del clínker.

En el C2S formado da lugar a la inversión del C2S β a la fase mineralógica del C2S δ sin capacidad alguna para generar resistencias.

En muchos casos, la aparente inexplicable disminución de resistencias inicialmente altas (1,3 y 7 días) a los 28 y 90 días, encuentra explicación en la presencia de este C2S inerte en cuanto a resistencias mecánicas.

Sobre la duración de refractarios

La fabricación de los ladrillos refractarios que se emplean en la zona crítica del horno, sean éstos de magnesia-cromita, espinela, dolomita o magnesita, son fabricados en atmósferas oxidantes y son considerados básicos.

La exposición a condiciones reductoras ácidas altera su resistencia al ataque químico, provocando reacciones con elementos agresivos del medio que afectan directamente su estabilidad estructural. La presencia de atmósfera reductora cataliza estas reacciones.

Sobre los gases circulantes

Los gases de combustión, sin un exceso de aire exagerado, mantienen cierta proporción de inquemados que aún no han encontrado oxígeno para completar su combustión.

Estos gases (CO) o partículas de coque, le confieren a la atmósfera circulante

cierta condición reductora que influencia particularmente 2 aspectos concretos de importancia:

• Invierten la reacción de formación de S03 (S02 + 1/2 02 -> S03), lo cual disminuye su capacidad de reacción con otros compuestos. Ello resulta conveniente para evitar la

corrosión acida, pero podría desfavorecer la formación de sulfatos de álcalis.



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• Disminuyen la concentración de NOx debido a que la avidez del CO para completar su combustión, arranca el oxígeno de los compuestos de nitrógeno formados, volviendo éstos al N2 inerte.

La mayor parte de trabajos de investigación sobre este tema han sido desarrollados en ambientes de laboratorio, lo que les resta validez en la práctica debido a los múltiples factores que influencian las reacciones químicas que se producen incesantemente en el interior del horno.

La consideración de la oxidación-reducción en los términos más amplios recomendados ofrece un panorama inagotable para la ejecución de proyectos de investigación de gran valor técnico y científico, siempre que se desarrollen en planta con el apoyo de las modernas técnicas de análisis de laboratorio.

12.5 BALANCE TÉRMICO DEL HORNO CEMENTERO El Balance térmico del sistema del Horno representa un factor fundamental e imprescindible para realizar cualquier actividad de análisis, evaluación y conservación de energía en una fábrica de cemento.

12.5.1 Balance de Masa y Balance Energético Un requisito previo para la elaboración de un balance térmico es el conocimiento de las cantidades de sólidos, líquidos y gases que entran o salen del sistema, esto es, el balance de masa. En otras palabras, en una planta de cemento las cantidades de materias primas, agua, combustible y aire que entran en el sistema deben ser iguales a las cantidades de clinker, polvo, gases y pérdidas que se producen. De manera similar, en el balance térmico las cantidades de calor que entran en el sistema deben ser iguales a las que salen. El balance debe mostrar un detalle de todos los procesos de utilización de calor y, en especial, qué procesos utilizan gran cantidad de calor y qué procesos utilizan escasas cantidades , lo que mostrará los que requieren mayor atención en cuanto a las posibilidades de optimización energética.. En general, el balance térmico de una planta de cemento mostrará las cantidades de energía utilizadas en: - Evaporación del agua. - Calor de reacción. - Pérdidas por radiación. - Calor sensible en el clinker producido. - Pérdidas en el polvo.



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12.5.2 Cantidades de Combustible, Crudo, Agua y Clinker El primer cálculo a efectuar es el del flujo de masa bajo condiciones de estabilidad de operación. Para cualquier tipo de combustible sólido, líquido o gaseoso, los resultados del análisis elemental en peso debe estar expresada como: % Carbono = C % Hidrógeno = H % Oxígeno = O % Azufre = S % Nitrógeno = N % Cenizas = K % Humedad = W Primero se determina el consumo de combustible unitario :: C= kg combustible/kg clínker Teniendo en cuenta el contenido de humedad : humedad = C x(W/100) y el contenido de cenizas en el combustible : Cenizas = C x (K/100) el consumo unitario del combustible en base seca y libre de cenizas será: C´= C x(1 - W/100 - K/100) Es evidente que si el combustible utilizado es gas, será, en general, K = W = 0. Se supone que todas las cenizas quedan retenidas en el clinker y se sabe que las materias primas sufren una pérdida de peso al pasar por el horno.



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La pérdida al fuego se determina en el laboratorio calentando una muestra a unos 200º C durante varias horas y midiendo la pérdida de peso entre una pesada y otra posterior. La pérdida de peso representa principalmente: - El agua asociada. - El agua combinada. - La combustión de la materia orgánica. - El CO2 producto de la disociación de los carbonatos. Si esa pérdida al fuego es de f %, la cantidad de crudo necesaria para suplirla será: Perdida al fuego = M x (f/100) Las materias primas sufren también una pérdida de peso por el polvo producido en los procesos, al que llamaremos P% (porcentaje de material que se sale como polvo). Si la pérdida al fuego del polvo parcialmente descarbonatado es g %, equivalente a: Pérdida por polvo = M x P x100/(100-g)/(100-f) El crudo requerido para producir 1 kg de clinker será, por lo tanto: 1 = M + Cenizas - Pérdida al fuego - Pérdida por polvo M = 1 / (100 -f - P x 100/(100-g)/(100-f) )

12.5.3 BALANCE TÉRMICO EN EL HORNO ROTATORIO El Balance Térmico y el control sobre el consumo específico en Kcal/Kg de clínker producido, representan parámetros indispensables para desarrollar una adecuada Gestión Energética del Sistema de Producción de Clínker. A) ENTRADAS DE CALOR AL SISTEMA

Calor sensible del combustible El combustible entra al sistema a una temperatura T1, siendo la temperatura de referencia para el caso del balance Tr (comúnmente 0°, 20° o T ambiente).



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a cantidad de calor suministrada por este concepto es: Q1 = C . Cpc x (Tc - Tr) (kcal/kg clínker) Para petróleos residuales el calor específico: Cpc = 0,41 + 0,00043 T (kcal/kg.°C) Donde: T = Temperatura (°C)

Calor de combustión El suministro de calor por combustible quemado puede calcularse en función del consumo y de su poder calorífico inferior. Q2 = C . PCI (kcal/kg clínker) C = Consumo unitario (kg combustible/kg clínker) PCI = Poder calorífico inferior (kcal/kg)

Calor sensible del aire primario Sí la cantidad de aire primario es A1 (kg aire/kg clínker), entonces: Q3=A1 . Cpa x (Ta1-Tr) (kcal/kg clínker) Donde el calor específico para el aire es: Cpa = 0,247 + 4,4 . 10-5 T (kcal/kg.°C)

Calor sensible del aire secundario

Representa el aporte térmico que tiene el aire de combustión: Q4 = A2 x Cpa . (Ta2 - Tr) (kcal/kg clínker)



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Calor sensible del aire falso

El flujo de aire falso que ingresa al horno difícilmente puede ser medido, por tal razón debe ser estimado como una fracción del aire total, o también determinado indirectamente por medio de la concentración de oxígeno en los gases a la salida del horno. Q5 = A3 . Cpa . (Ta1 - Tr) (kcal/kg clínker)

Calor sensible del material crudo seco El crudo alimentado al horno ingresa a una temperatura Tm1, entonces el calor sensible de las materias primas secas será: Q6 = M . (1-X) . Cph . (Tm1 - Tr) (kcal/kg clínker) Calor específico del crudo puede considerarse: Cph = 0,21 + 0,00007 T (kcal/kg.°C)

Calor sensible del agua contenido en el crudo Q7 = M . X . Cpw . (T - Tr) Cpw = 1 kcal/kg.°C B) SALIDAS DE CALOR DEL SISTEMA

Calor de formación del clínker Para que se produzcan algunas reacciones químicas, es necesario suministrar calor; estas reacciones son llamadas endotérmicas. Un ejemplo de ellas es la disociación del carbonato de calcio: CaCO3 (s) CaO (s) + CO2 (g)



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Otras reacciones en cambio producen calor y se llaman exotérmicas. Un ejemplo evidente de esta es la combustión de cualquier combustible. También son exotérmicas las combinaciones de los óxidos CaO, SiO2, Al2O3 y Fe2O3 en el horno cementero. Cada reacción química tiene una cierta cantidad de calor asociada. Este Calor de Reacción suele variar con la temperatura. Los calores de reacción se suelen presentar en términos de una reacción isotérmica a una cierta temperatura de referencia. En el Cuadro 12.2 se presentan en los que se producen a partir de las reacciones que tienen lugar en un horno de cemento, a 20°C de temperatura referencial. En el Cuadro, el signo (+) indica reacciones endotérmicas y el signo (-) reacciones exotérmicas. Como se conoce la composición de materias primas, se puede calcular así el calor de reacción. Sin embargo, por simplicidad, es frecuente utilizar la fórmula aproximada de Zur Strasse : Q1´ = 4.11 A + 6.48 M + 7.646 C - 5.116 S – 0.59 F

Donde: Q: Calor de reacción (Kcal/kg de clinker) A: Al2O3 en el clínker (Arcilla) (% peso) M: MgO en el clínker (MgCO3) (% peso) C: CaO en el clínker (CaCO3) (% peso) S: SiO2 en el clínker (% peso) F: Fe2O3 más Mn2O3 (% peso)

CUADRO 12.2

CALORES DE REACCION EN LA FORMACION DE CLINKER Disociación del carbonato cálcico : CaCO3=CaO+CO2 +422,0 Disociación del carbonato magnésico : MgCO3=MgO+CO2 +310,0 Deshidratación de la kaolinita : +141,0 Deshidratación de la ilita : + 41,7 Deshidratación de la montmorillonita : + 39,4 Formación del aluminato tricácico : 3CaO+Al2O3=C3A -3,7



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Form. de ferroaluminato tetracálcico: 4CaO+Al2O3+Fe2O3=C4AF - 20,1 Deshidrat. del óxido férrico hidratado : Fe(OH)3=Fe2O3+3H2O - 26,0 Formación del silicato tricálcico : 3CaO+SiO2=C3S - 126,2 Formación del silicato dicálcico : 2CaO+SiO2=C2S -171,0 En general, el calor teórico de reacción viene a ser de unas 420 kcal/kg de clinker. Q1´ = 420 (kcal/kg clínker)

Calor sensible del clinker

Si el clinker sale del horno a la temperatura Tm2, entonces: Q2´= 1 x Cpck . (T4-Tr) (kcal/kg clínker)

El calor específico del clinker puede calcularse según: Cpck = 0,181 + 0,000071 T (kcal/kg.°C)

Calor sensible de los gases de salida Para poder determinar la cantidad de calor que contienen los gases de escape del horno debe conocerse la composición porcentual de cada uno de sus componentes (CO2, SO2, H2O, O2 y N2), así como sus respectivos calores específicos a la temperatura de salida.

Cpg = (Xco2. Cpco2+ Xo2. Cpo2+ XH20. CpH2O+ XN2. CpN2+ XSO2. CpSo2) Q3´ = G x Cpg x (Tg-Tr) (kcal/kg clínker) El Calor específico de los gases puede considerarse de acuerdo a la siguiente ecuación: Cpg = 0,23 + 0,00005 T (kcal/kg.°C)

Pérdidas de calor por las paredes del horno Q4´ = Qc + Qr (kcal/kg clínker)

Qc = Σ hc . (Tp-Tamb) x A / Pck

Qr = Σ f E Co [((Tp+273)/100)4 - ((Tamb+273)/100)4 ] . A / Pck

(Tp-Tamb)



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Donde: A = Area de cada tramo del horno (m2) Co = 4,9 (kcal/h.m2.°k4) E = Emisividad de la chapa (0,98)

f = Factor de intercambio de radiación 0≤ f ≤1

h = Coef. de transferencia de calor por convección (kcal/h.m2.°C) Pck = Producción de clínker (kg/h) Tamb = Temperatura del aire del ambiente (°C) Tp = Temperatura de pared (°C) Como una regla práctica se puede calcular las pérdidas por radiación a partir de superficies metálica mediante el siguiente coeficiente práctico: Pérdidas de superficies calientes = 0.45 Kcal/ m2. °C

Perdidas por arrastre de polvo de los gases Las pérdidas de polvo por el arrastre de los gases ocasionan la pérdida de energía térmica contenida en las partículas sólidas. Se considera la temperatura de los sólidos igual a la temperatura de los gases de escape del horno y su calor específico igual al del CaCO3.

Q5´ = Ls x Cpp x (Tg-Tr) Cpp = 0,23 + 1,2 .10-4 T - 3076/(273+T)2 (kcal/kg.°C) Ls = Cantidad de polvo por clinker producido Considerando la descarbonatación parcial del polvo: Qdp = 7,53 Ls ( CaO - 1,274 CO2) (kcal/kgclínker) CaO = %CaO presente en el polvo CO2 = %CO2 presente con el polvo.



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c) Balance general El total de calores que ingresan al sistema: Qe = Q1+Q2+Q3+Q4+Q5+Q6+Q7 El de salidas de calor del sistema: Qs = Q1´+Q2´+Q3´+Q4´+Q5´ Siendo siempre Qe=Qs.

Debido a la imprecisión de mediciones y cálculos, a veces Qe es diferente a Qs. Si la diferencia es sustancial habrá que repetir las mediciones y corregir los cálculos. DIAGRAMA DE SANKEY Los resultados del Balance Térmico se presentan en forma gráfica utilizando el Diagrama de Sankey, lo que permite apreciar en forma inmediata el Aporte Térmico del sistema y lo que sucede con todo el calor disponible. En la salida, se establece como constante el Calor útil, constituído exclusivamente por el Calor de Reacción, siendo el resto de salidas pérdidas de calor. En el horno cementero se consideran como pérdidas: Pg = Pérdidas con los fases de salida Prcv = Pérdidas por radiación y convección por paredes de

precalentador, horno y enfriador Pck = Pérdidas con el Clínker

Par = Pérdidas con el aire residual Potros = Pérdidas no establecidas

La razón entre el Calor útil y el Calor total, representa el rendimiento térmico del sistema.

Al estar referidas todas las partidas a 1 Kg de Clínker, el Calor Total representa

el Consumo Específico del Horno, en Kcal/Kg de clínker. El valor de Potros representa el nivel de precisión del balance realizado, no

debiendo exceder más del 5% del Calor total.

En la Figura 12.15 se muestra el Diagrama de Sankey de un Horno relativamente eficiente (750 Kcal/Kg), no resultando aceptables valores mayores.



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Figura 12.15 DIAGRAMA DE SANKEY


Ing. Percy Neira

La optimización de la combustión y formación de llama cónica hueca nos ha facilitado el control operativo del horno, pero todavía subsisten demasiados factores variables para pretender que todo funcione siempre en forma perfecta. Sin embargo ahora los objetivos son distintos; antes resultaba meritorio mantener el horno en operación durante largos periodos. Ahora debemos poder asegurar que el horno no debe parar nunca y el objetivo principal es la optimización integral de procesos y costos. Los Ingenieros de Planta cementeros tendremos que afrontar siempre algunos problemas que tendremos que resolver con lógica, criterio y tecnología. En este capítulo hemos seleccionado los más importantes y frecuentes.



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13.1 QUE HACER CON EL POLVO FINO RECUPERADO El circuito externo de polvo fino que se forma entre el precalentador y el filtro (mangas o eléctrico) representa una de las fuentes de problemas más complicada de resolver en el horno cementero, porque produce una considerable pérdida de producción, afecta la eficiencia y dificulta a estabilidad operativa de todo el sistema. El problema consiste básicamente en la finura del material que se recupera en los filtros que tiene un tamaño menor a 5 micras que es el mínimo que pueden captar los separadores estáticos, por lo cual no pueden ser separados en las etapa finales de cicloneo del precalentador. En esta forma, al ser mezclados con el crudo de alimentación, en una gran proporción serán arrastrados por los gases circulantes formando un ciclo externo de recirculación. La solución más práctica sería simplemente eliminarlos del sistema, pero ello involucra pérdida de material, costos de eliminación y contaminación. Se han experimentado diversos métodos de utilización como estabilizador de terrenos, aprovechando su composición básica y presencia de factores aprovechables para enriquecimiento de nutrientes tales como álcalis y sulfatos, pero esta práctica ha resultado aplicable en casos muy limitados y en forma parcial. Siendo el principal problema de su recirculación al sistema su finura, la solución definitiva consiste en pelletizarlos y alimentarlos como nódulos ya conformados y listos para clinkerizar, similares a los nódulos que se conforman en el interior del horno (Figura 13.1) .

Figura 13.1



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13.1.1 Sistemas de pelletización Existen varios sistemas de nodulización, pelletizado o briqueteado que se pueden utilizar para implementación de este sistema. En varias plantas cementeras se han implementado estos sistemas con sensacionales resultados, utilizando tambores de nodulización, pelletizadores por extrusión utilizando como aglutinante petróleos residuales y/o cal, pudiendo emplearse otros materiales orgánicos tales como melaza, residuos orgánicos, etc. (Figura 13.2).

Figura 13.2 Pelletizador por extrusión para polvo

En la Figura 13.3 se muestra un modelo de STÁNDARD KAHL que hemos probado con materiales pulverulentos de varios tipos de industrias, utilizando como aglutinante cal y melaza en pequeña poporciones; la estabilidad de los pellets formados es muy buena y facilitan su alimentación, manteniendo su estructura hasta convertirse en clínker.



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Aunque las características del polvo determinan la conveniencia de utilizar prensas que mantengan siempre bajo control el polvo fino, también resultan utilizables los tambores de nodulización que se emplean en el pelletizado del mineral de hierro (Figura 13.4), en el cual simplemente se utiliza como variables la frecuencia de accionamiento (zarandeo) y la cantidad de agua.

Figura 13.3 Tambor nodulizador

13.1.2 Punto de alimentación El punto ideal de alimentación es la cámara de enlace, pudiendo implementarse un sistema de pelletizacion y recirculación directa al horno desde la descarga de los filtros. Esta posibilidad no solamente resulta interesante y beneficia al sistema desde el punto de vista técnico, sino también en términos económicos y ecológicos.



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En términos técnicos:

Disminuye el factor crudo/clínker prácticamente al teórico. Alivia considerablemente el trabajo de los filtros. Incrementa la producción del sistema, al permitir aumentar el tonelaje de

alimentación en la parte superior del precalentador. Favorece el rendimiento térmico del sistema. Facilita el objetivo de conformación de nódulos del material. Disminuye la presencia de materia demasiado fino en el precalentador, evitando

y/o minimizando los riesgos de pegaduras y atoros en los ciclones. En términos económicos:

Disminuye el costo de inversión y mantenimiento en filtros y acondicionamiento del polvo para su captación.

Convierte problemas en producción, mejorando el costo de fabricación por tonelada de clínker producida.

Incrementa la capacidad de producción del sistema En términos ecológicos

Al eliminar el círculo vicioso del polvo recuperado, favorece el control de emisiones a la atmósfera,

Elimina totalmente las necesidades de tirar los polvos en zonas retiradas que terminan siendo pobladas con problemas y reclamos.

Definitivamente favorece la facilidad de captación y el trabajo de los filtros. Aunque represente introducir agua o humedad con los pellets, en las condiciones térmicas del horno se secará muy rápidamente, no representando una proporción significativa de polvo. Debe tomarse en cuenta que la proporción actual de polvo recirculado, aceptable en un 10% del crudo alimentado, disminuirá drásticamente al implementar estos sistemas, debido a que se rompe el círculo vicioso formado, aliviando todo el sistema. Podría estimarse que el polvo recuperado y pelletizado se podría mantener entre 2 y 3 % del total alimentado, convirtiéndose en clínker finalmente el 100 %.



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13.2 PEGADURAS Y ATOROS EN LOS CICLONES Después de la famosa ―mancha roja‖ por calentamiento de la chapa del horno, el atoro de ciclones representa el problema operativo de mayor gravedad en el sistema de producción de clínker. El taponamiento de ciclones y las operaciones para destaparlos han producido graves accidentes por quemaduras con decenas de víctimas mortales del material incandescente retenido por obstrucciones en los tubos de descarga de los ciclones, durante las etapas de limpieza manual y al producirse roturas de los tubos de descarga por elevación de temperatura por encima de la resistencia de materiales de fabricación. Para conocer las causas de taponamientos y la forma de evitarlos resultará de la mayor importancia establecer las condiciones que deben presentarse y conocer los mecanismos de formación de pegaduras e incrustaciones en el precalentador:

13.2.1 Condiciones para que se produzcan pegaduras e incrustaciones que puedan ocasionar taponamientos o atoros:

a) Presencia de Fase líquida: Para que el material en proceso se torne pegajoso tiene que aparecer cierta proporción mínima de líquido. En la parte baja del precalentador, la temperatura del crudo llega a unos 800°C; en el Cuadro 11.1 se mostraron los puntos de fusión de los materiales y compuestos minoritarios del crudo, presentándose valores inferiores al nivel de temperaturas que se alcanza en la zona.

b) Temperaturas elevadas: La elevación de temperaturas por encima de

valores normales comnstituye una causa de formación de líquido y creación de condiciones adecuadas para pegaduras. Esta condición puede producirse por disminución del consumo de calor por disminución de alimentación de crudo, incremento de la temperatura de los gases del horno y por postcombustión, provocada por la presencia de inquemados en los gases del horno que consiguen oxígeno en el aire falso del sello de la cámara de enlace.

c) Inestabilidad termodinámica que se produce por variación anormal de las

condiciones de alimentación, falta de homogenización física y química de crudo, variación del flujo y/o calidad del combustiblo o de la combustión. También puede ser causa de inestabilidad el descontrol del tiro en el sistema



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13.2.2 Mecanismos de formación de pegaduras

a) Condensación de volátiles: Al ponerse en contacto los volátiles de componentes minoritarios (cloruros, álcalis, sulfatos, etc) con las paredes relativamente frías del horno de los ciclones del precalentador y la cámara de enlace, se condensan como líquidos o partículas que tienden a permanecer pegadas por adsorción o impregnación.

b) Estos mismos volátiles también pueden condensar sobre la superficie de las

partículas de crudo, rodeándolas con una película adhesiva que disminuye su fluidez , facilitando que se peguen las descargas de los ciclones. En la misma forma, los componentes de bajo punto de fusión del crudo (Illita por ejemplo) o las cenizas fundidas del combustible pueden provocar pegaduras.

c) Adición por estructuras cristalinas: La formación de componentes cristalizados,

tales como espurrita 2(2CaO.SiO2)Ca CO3 o sulfo espurrita 2(2CaO.SiO2)CaSO4 como fases de transición molecular o productos de conversión en el precalentador, favorecen los encostramientos.

d) Algunos componentes del crudo y del combustible pueden depositarse en

puntos muertos del circuito de gases en el precalentador, recibiendo calor adicional que los sinteriza debido a fusión parcial o mineralización, formando encontramientos. Estas adherencias crecerán hasta que por gravedad o por limpieza física caen sobre la descarga de tubos, provocando taponamientos. Un exceso de temperatura o postcombustión también puede llegar a clinkerizar parcialmente el crudo, lo que resulta de extrema gravedad.

Figura 13.4 Control permanente del contenido de azufre en el material de entrada al horno



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13.2.3 Prevención de taponamientos en los ciclones

Las pegaduras en las etapas finales del precalentador, la cámara de enlace y el ducto de gases han resultado un problema inmanejable cuando se trabajaba con quemadores con formación de llama cónica, agravándose el problema cuando se soltaba la llama para evitar daños en el refractario. En estas condiciones resultaba incontrolable la formación de circuitos de volátiles y sus graves inconvenientes. Al establecerse la obligación de trabajar con llama cónica hueca y mantener un control absoluto sobre la combustión, a posibilidad de poder mantener bajo control los circuitos internos y externos de volátiles resulta totalmente factible, resultando rentable cualquier esfuerzo que tenga que hacerse para conseguirlo. Para mantener un sistema de producción de clínker fuera de la posibilidad de taponamientos se debe actuar en 3 campos bien definidos: Evitarlos, controlarlos y suprimirlos:

a) Para evitar o minimizar las incrustaciones y pegaduras se debe procurar utilizar materias primas y combustibles con el siguiente criterio:

Eliminar totalmente el ingreso de cloruros al sistema. Todo el contenido de cloruros que ingrese causará problemas; en hornos ineficientes es un problema más, pero en sistemas de funcionamiento eficiente resalta su presencia, porque su alto nivel de volatilización dificulta su eliminación, formándose tarde o temprano circuito interno de cloruros. En combustibles líquidos se pueden eliminar por centrifugación; en materias primas solamente evitando en canteras las zonas que contengan cloruros.

El ingreso al sistema de azufre y álcalis debe procurar evitarse en lo posible,

pero resultará de la mayor importancia mantener la relación sulfatos/álcalis cercana al valor ideal para mantener los circuitos de ambos bajo control en el sistema (MS =0.85 -0.95).

b) Para mantener bajo control los circuitos interno y externo de volátiles:

Se debe eliminar la recirculación de polvo fino al precalentador, implementando su pelletización y alimentación directa al horno.

Mantener bajo control los niveles de volatilización de sulfatos y álcalis,

controlando la atmósfera interna del horno y las curvas de presión y temperatura de gases-material en proceso.

Utilizando las válvulas de descarga de volátiles del sistema : eliminación con el

clínker producido y salida con los gases circulantes.



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c) Entendiendo que resulta prácticamente imposible evitar totalmente la presencia

de pegaduras y su formación facilitará la acumulación de capas sobre las mismas, resultará aceptable la implementación de sistemas de limpieza de incrustaciones en puntos críticos:

Limpieza manual efectuada por los ayudantes del área utlizando herramientas (lanzas y martillos) especialmente acondicionados.

Cañones neumáticos que actúen en forma temporizada, soplando aire

comprimido en puntos críticos. La presencia en el sistema del horno de una gran cantidad de cañones puede representar 2 cosas: buenos vendedores de equipo y/o malos operadores.

Figura 13.5 Control de presiones y temperaturas en el sistema para prevenir

atoros en los ciclones



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13.3 FORMACIÓN DE ANILLOS EN EL HORNO

La formación de anillos es un problema grave para el horno; provocan inestabilidad operativa y restringen el flujo de gases hasta obligar a paralizar el sistema para eliminarlo.

En la década del 70, con la tendencia a instalar hornos de cada vez mayor capacidad y diámetros más amplios, se llegó a considerar el problema de la formación de anillos superado; los hornos con más de 4 m. de diámetro difí-cilmente llegan a formar anillo, y la disponibilidad de modernas técnicas de análisis, dosificación automática de crudos y sistemas eficientes de homogeneización deben permitir un mayor control fisicoquímico del proceso. En la práctica, se ha comprobado que alrededor de un 40% de hornos tienen problemas de formación de anillos, otro 40% tiene el problema análogo de costra inestable y sólo un 20% mantiene condiciones satisfactorias de formación de costra. Al surgir la precalcinación y aliviar el trabajo que se desarrolla en el tubo del horno, los fabricantes nuevamente lo han empequeñecido, compitiendo en ofre-cer hornos cortos y pequeños para altas producciones. Estos factores han influido en la reactivación de la importancia de los anillos. Los anillos constituyen una formación exagerada de costra, por lo cual podría entenderse que su mecanismo de formación es el mismo que explica la formación de costra, debiendo sólo establecer las razones por las cuales se produce tal exagerado encostramiento.

Como se ha explicado anteriormente, el mecanismo de formación de costra se explica en la forma como las partículas o nódulos ya formados, se adhieren o pegan al refractario o la capa más externa de costra ya formada, a través de puentes "capilares de adherencia" de la fase líquida presente en el material. Cuando tales puentes capilares se solidifican por enfriamiento, esta solidificación produce la "cementación" de la partícula o nódulo, quedando definitivamente integrada a la costra protectora, explicando que para una correcta formación de costra se deben cumplir las siguientes condiciones:

• Crudo suficientemente fino y homogéneo. • Suficiente fase líquida a la temperatura de operación • Condiciones adecuadas de nodulización • Suficiente temperatura para fusión • Condiciones para "congelamiento" de los puentes capilares



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En una concepción ideal del sistema, al llegarse a la temperatura de fusión de la fase líquida, se producirán simultáneamente la nodulización del material y la adhesión de éste a las paredes. El equilibrio perfecto se establece en el mo-mento que los nodulos tienen suficiente masa para desprenderse por gravedad y no quedar cementados. En este punto ya se debe disponer de costra suficien-te y a partir de ese momento se detiene el encostramiento.

¿ Cómo se rompe este equilibrio para que se siga pegando costra hasta constituir un anillo?

Podrían suceder varias cosas, pero fundamentalmente influencian en este sentido las 3 siguientes: Grado de nodulización, disponibilidad de fase liquida y longitud de llama.

a) Grado de Nodulización:

La formación de nodulos se produce principalmente en la capa exterior del material que transcurre por el horno; al llegarse a la temperatura de fusión del líquido el crudo se torna pegajoso; la carga sigue el movimiento de rotación con el giro del horno, sin desplazamiento relativo hasta que debido a la inclinación, la gravedad vence a las fuerzas de cohesión y fricción produciendo el volteo de material de la capa superior. En la Figura 13.2 se mostraron los movimientos del material en un tambor rotativo con velocidad moderada. Al voltearse y rodar la capa superior con un movimiento radial, las partículas se desplazan envolviendo a otras partículas con las cuales forman progresivamente nodulos. En este contexto, la presencia de partículas finas producirá mayor cohesión en el material dando lugar a que la capa externa que se desplaza sea más ancha, favo-reciendo la nodulización. La nodulización se produce por 2 fenómenos parecidos : Aglomeración y nucleación.

La aglomeración o coligación se produce por unión de 2 nodulos que se pegan al

colisionar. La nucleación se refiere al caso en que un nodulo ya formado actúa como

núcleo que aglomera o colecta partículas finas en su superficie. Para ambos mecanismos de nodulización resulta importante el tamaño de cristales y la disponibilidad de fase líquida.

Se entiende que el proceso de nodulización requiere de algún tiempo y espacio antes que la disponibilidad de calor determine la reacción individual de partículas sueltas.



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Al no producirse suficiente nodulización, las partículas sueltas con presencia de fase líquida quedarán pegadas y cementadas, formándose progresivamente el anillo.

b) Disponibilidad de Fase Líquida

El primer líquido se presenta a 1340°C y la máxima formación corresponde a un valor de MA=1.4, decreciendo en ambos sentidos. En este gráfico no se ha considerado el efecto del MgO y otros fundentes que determinan presencia de fase líquida a menor temperatura (1300°C) y desplazando del valor de máximo líquido a MA=1.6. Estos valores son potenciales y se dosifican en el crudo para realizar el trabajo de nodulizar actuando como aglutinantes y catalizar la reacción de clinkerización C2S + C C3S, actuando como medio de reacción. Sin embargo, ¿que sucede con la fase líquida cuando no se llega a nodulizar correctamente?: Cada partícula tendrá mas proporción de líquido y por tanto será más pegajosa, aumentando la tendencia a la formación de costra hasta llegar al anillamiento.

c) Longitud de llama

Para que se produzca la formación de costra, necesariamente tiene que haber fase líquida que forme los puentes capilares de adherencia, que tendrán que congelar-se por enfriamiento para formar costra. La disponibilidad de calor suficiente en la zona del horno en que todavía no se logran conformar nódulos se produce por la condición de llama larga. La disponibilidad prematura de calentamiento da lugar a que al mismo tiempo se produzcan nodulización y clinkerización. Los cristales de C3S ya formados tienen tendencia a crecer, formando macro-cristales que ya no conforman nodulos y constituyen el polvo de clínker que oscurece el horno, complica el trabajo del enfriador y forma los anillos de salida del horno. Resulta un hecho comprobado, que todos los hornos con clínker polvoso tienen tendencia a la formación de anillo y viceversa.



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13.3.1 DONDE SE FORMAN LOS ANILLOS

La explicación del mecanismo de formación de anillos nos permite definir con claridad donde se producirán los anillamientos. Aunque se mencionan otros anillos menos frecuentes, los anillos típicos son sólo 2 y lógicamente se presentarán en las zonas inmediatamente colindantes con la zona crítica o de presencia de llama. Hacia el interior del horno, los anillos se ubican exactamente donde termina la llama y se denominan anillos de transición. En la salida del homo, los anillos de producen en la zona de enfriamiento. La posición de ambos anillos resulta lógica y se presentan exactamente en los puntos donde cae la temperatura de la zona, dando lugar a que los puentes capilares de fase líquida se enfríen, solidifiquen y consoliden. En la zona más caliente, los puentes capilares son fundidos y las partículas o nodulos pegados tendrán mayores posibilidades de desprenderse. También, por esta razón, al producirse un sobrecalentamiento se funden los puentes capilares y se desprende la costra. En estos casos, se dice que "se fundirá la costra", pudiendo llegarse a una condición de emergencia.

13.3.2 COMO EVITAR LOS ANILLOS

La principal causa de formación de anillo es la Inestabilidad Operativa; siendo los factores de formación de anillo los mismos que influencian la nodulización del material, tendrá que considerarse como objetivos complementarios el evitar el anillo y nodulizar correctamente. Para ambos aspectos resumimos 10 recomendaciones prácticas que permitirán evitar los anillos, favorecer la nodulización y consecuentemente, favorecer la estabilidad, producción, eficiencia y factor de carga del sistema

E S T A B I L I D A D FISICOQUÍMICA DEL CRUDO : El control de

calidad del crudo procesado debe efectuarse sobre los módulos químicos y la curva granulométrica, procurando mantener constantes los valores especificados como los convenientes y factibles de conseguir en cada planta.

FORMACIÓN DE LLAMA : Las condiciones de forma y longitud de llamas están

bien definidas : debe conseguirse una llama lo más corta posible y no divergente. Debe tomarse en cuenta que la llama es la combustión misma y por tanto una reacción química cuya cinética se influencia con todo lo que se altere en la operación del horno.



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ANÁLISIS DE GASES: Para garantizar la estabilidad de llama y la evolución del

proceso en el interior del horno resulta de carácter imprescindible disponer de una señal confiable del contenido de 02 y CO en los gases que salen del horno ( back end). La lectura de NOx resulta también de gran utilidad para conseguir estabilidad de la temperatura de llama.

REVOLUCIONES DEL HORNO : Al trabajar el horno como un tambor

nodulizador, una de las variables que influencian el tamaño y cantidad de nódulos es la velocidad de giro; resultará conveniente para nodulizar la mayor velocidad posible, pero como al mismo tiempo esta variable determina el tiempo de permanencia y velocidad de avance del material tendrá que controlarse con un criterio muy amplio.

FASE LIQUIDA POTENCIAL : En el diseño de crudos se considera una

proporción de fase líquida que estará como tal a una determinada temperatura. Por ejemplo, 25% a 1400°C. Resulta claro que con la variación de temperatura se alterará la disponibilidad de fase líquida y todas sus funciones.

COMPONENTES SECUNDARIOS : La presencia de componentes minoritarios

en el crudo, principalmente magnesio, álcalis y sulfatos alteran los eutécticos de los componentes que forman la fase líquida. El balance de volátiles controlado en forma periódica o permanente permite estabilizar la condición del grado de circulación de estos elementos en el sistema.

TEMPERATURA DE AIRE SECUNDARIO: La proporción de calor recuperado

del enfriador debe ser constante; en caso de que varíe, debe compensarse la estabilidad de aporte térmico al sistema regulando el flujo de combustible y comburente al horno. La llama debe permanecer estable para evitar la irregular conformación de zonas en el horno, lo que da lugar al inicio de la formación de anillo.

DISEÑO DE REFRACTARIO : Al establecerse como causa de la solidificación

o cementación de la costra el "congelamiento " de los puentes capilares de adherencia, se determina cierto grado de influencia del tipo de ladrillo en la zona. Debe considerarse que la capacidad de formar costra del ladrillo está en función directa de su conductividad térmica.

REFRIGERACIÓN EXTERNA DE LA CHAPA DEL HORNO : La refrigeración

exterior de la chapa mediante ventiladores debe representar un argumento de emergencia al que se debe recurrir sólo en casos de dificultades para mantener la costra y temperaturas altas exteriores. Sin embargo, resulta muy común encontrar hornos con ventiladores enfocados a zonas con probable anillamiento, lo cual resulta inconveniente.

CLINKER POLVOSO : Un buen factor de control de la calidad de formación de

costra y nodulización es la apariencia del interior del horno. Cuando no se puede observar la llama es una indicación de probable problema de anillamiento. Clínker polvoso, anillo seguro.



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13.3.3 LOS ANILLOS REFRACTARIOS

La influencia de la calidad de refractarios en este campo se produce respecto al

congelamiento de los puentes capilares, ocasionado por el menor o mayor flujo

de calor que determina la conductividad térmica del material refractario

utilizado.

La formación de anillos se produce generalmente en la zona de transición y la

zona de enfriamiento. En la Figura 13.7 se muestra que tales anillamientos

coinciden con el cambio de refractario ácido a básico en la zona de transición y

de básico a ácido en la zona de enfriamiento, antes de la caída del clínker al

enfriador.

Figura 13.6

a) Influencia del tipo de refractario

Para evaluar cuanto puede influenciar la formación de anillo el cambio de

calidad de refractarios, comparemos las características de diversos tipos de

refractarios, ácidos y básicos :

El coeficiente de conductividad térmica ( K) de los ladrillos sicoaluminosos, a

20°C, es 1,00 kcal/m.h.°C y a 1000°C es 1,30 kcal/m.h.°C.



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En el caso de los ladrillos de magnesita y dolomita (básicos), sucede al contrario

: a 20°C es de 5,0 kcal/ m.h.°C y a 1000°C, 30 kcal/m.h.°C.

La chapa del horno tiene un K = 30 kcal/m.h.°C.

La comparación de los perfiles de flujo de calor que corresponden a condiciones

similares en el interior del horno y ubicación de ladrillo ácido y básico

respectivamente, permiten explicar la variación de la tendencia a la formación de

costra para ambos casos (Figura 13.7).

Figura 13.7

Diseño de Refractarios y flujo de calor

El mayor flujo de calor a través del ladrillo básico explica su capacidad para

"pegar costra", lo que sucederá hasta que tal encostramiento condense la

diferencia.

Para apreciar la importancia que puede revestir el cambio de refractario sobre la

tendencia al anillamiento, comparemos su efecto sobre otro conocido para

nosotros, el enfriamiento exterior de la chapa del horno utilizando ventiladores e

incluso agua.



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La transmisión de calor por conducción está regida por la Ley de Fourier; que

en el caso de flujo de calor unidireccional que resulta aplicable en este caso,

viene dada por la siguiente expresión:

Q = -k S dt/dx

Donde:

Q : Velocidad de transmisión térmica a los largo del eje x, en Kcal/h

S: Área de la sección recta normal al eje x y atravesada por le flujo en m2

K : Conductividad térmica en Kcal/mh°C.

dt/dx : Gradiente de temperatura interior del horno - ambiente en :C/m

Podemos apreciar que el flujo de calor resulta igualmente proporcional al

diferencial de temperatura, y a la conductividad térmica; sin embargo, recordemos

que la variación de temperatura podría variar como máximo en un 15% (1400-

200 a 1400-400 °C), mientras que en el caso del cambio de ladrillo se cambia el

valor de la conductividad térmica del ladrillo de 1 -1.3 a 3-4 Kcal/m.h.°C al pasar

de ladrillo ácido a básico. Así se producirá un incremento del flujo de calor de

alrededor del 300% en el ladrillo, dependiendo su influencia sobre el flujo de ca-

lor total del grosor del ladrillo y la costra formada.

Si se ha demostrado que la refrigeración de la chapa del horno con aire y/o agua

realmente tienen una influencia apreciable sobre la tendencia al encostramiento,

no podemos ignorar la que ejerce el cambio del tipo de ladrillo, lo cual podría in-

fluenciar la formación de anillo, pudiendo llegar a ser el ligero impulso que

desencadena el fenómeno latente.

b) Los anillos de transición

El diseño del refractario a lo largo del horno establece la calidad que debe

ubicarse en cada zona en función del esfuerzo térmico que debe soportar y la

evolución del proceso. En la zona de transición, donde se completa la

descarbonatación y se calienta eL material hasta llegar a alcanzar la presencia de

fase líquida, el ladrillo silicoaluminoso resulta el indicado, incrementando el conte-

nido de alúmina para mayores temperaturas.

Al llegarse a la zona de nodulización. se presenta la zona crítica y la indecisión

respecto al tipo de refractario que debe ubicarse.



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La condición ideal se orienta a mantener ladrillo ácido hasta que se tenga una

buena proporción del material nodulizado. Al cambiar el tipo de ladrillo y favo-

recerse la formación de costra, resultará necesario mantener el equilibrio

abrasiónincrustación adecuado que permita un espesor de costra conveniente,

que se prolongará hacia la salida del horno, protegiendo el ladrillo de las altas

temperaturas de llama en la zona de clinkerización.

El anillamiento en esta zona puede producirse por los siguientes factores:

Ladrillo básico y mayor flujo de calor en la zona de formación de fase líquida, incrementando la tendencia a formación y engrasamiento de capas formadas

por material fino.

Alargamiento de la llama, que produzca el mismo efecto en sentido contrario, favoreciendo las pegaduras por formación incipiente de fase líquida en la zona

de transición.

Presencia de componentes secundarios que forman compuestos de bajo punto

de fusión y actúan como fundentes (espurrita, sulfatos, álcalis, cloruros, etc.)

Cuando estos factores se suman, el resultado es un horno con fuerte tendencia

al anillamiento, dependiendo su formación del diámetro del horno. En la prácti-

ca, se ha observado que hornos con menos de 4 m. de diámetro interno libre,

forman anillos cuando se presentan los factores mencionados.

Cuando se presentan anillos en hornos de más de 4 m., se puede deducir que el

desequilibrio entre los factores propuestos resulta extremo, debiendo revisarse

el diseño de refractario, acortarse la llama y controlarse los circuitos de

componentes minoritarios, así como los factores tradicionales de control operativo

que influencian la formación de fase líquida: Proporción de fase líquida potencial,

finura del material y velocidad de giro del horno.



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c) Anillos de enfriamiento

En la zona de enfriamiento se produce un efecto parecido, pero en sentido

descendente desde el punto de vista térmico. Al completarse las reacciones de

clinkerización, resultaría ideal que el material cayese inmediatamente al enfriador

para congelar las fases mineralógicas formadas (alita), pero como existe bajo ta-

les condiciones fase líquida, se produciría el efecto llamado "hombre de nieve"

en el enfriador; para evitarlo, el material debe transcurrir lo necesario en una

zona de enfriamiento, donde se "solidifique" la fase líquida.

Recordando que precisamente la solidificación de los puentes capilares que

adhieren partículas forman las capas de costra, en esta zona se producirá la ten-

dencia al encostramiento. La ubicación de ladrillo ácido permitirá controlar esta

tendencia, al disminuir la posibilidad de encostramiento.

En forma similar a lo que sucede en la zona de transición, el anillamiento se

puede producir cuando la zona de ladrillo ácido se acorta demasiado, o por el

contrario la zona de enfriamiento se alarga, alcanzando la zona de ladrillo básico.

Dependiendo la extensión de la zona de enfriamiento de la posición del quemador

respecto al tubo del horno, para eliminar la formación de anillo tendría que

actuarse sobre tal condición; la dificultad para conseguirlo podría explicarse por

un mayor flujo de calor en un punto inadecuado, y ello puede compensarse con

el cambio de refractario.

Conviene establecer que para que se produzca el anillamiento en esta zona debe

existir material fino (clínker polvoso), probablemente causado por la existencia

de una llama demasiado larga. En un horno en el que se nodulice bien, el

anillamiento resulta improbable.

13.4 Clinker Polvoso: Causas y Efectos

El Horno cementero es uno de los equipos más grandes y pesados de la

actividad industrial y el proceso físico-químico de transformación de crudo en

clínker que se desarrolla en su interior es uno de los más complejos,

involucrando varias decenas de variables que influencian su marcha; sin embar-

go, resulta suficiente una mirada por la mirilla de observación de llama para

conocer la eficiencia de operación.

La granulometría del clínker producido ha sufrido graves distorsiones causadas

por la evolución del diseño del horno y la tecnología del proceso de fabricación,

aunque realmente sin justificación.



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El paso desde los pequeños hornos de vía húmeda hasta los cada vez más

grandes hornos de vía seca y los frecuentes cambios de combustibles al ritmo

que ha marcado su disponibilidad y precios, han determinado que cada

transformación se utilice para justificar el clínker polvoso y las dificultades para

observación de la llama y la zona crítica.

Resulta muy frecuente encontrar hornos con escasa visibilidad de la zona crítica

y la llama, debido fundamentalmente a la producción de clínker polvoso, sin

que tal condición se considere una irregularidad o indicación de ineficiencia del

proceso. Podría decirse con propiedad que el personal de planta se acostumbra

a ello.

La propia tendencia de los grandes fabricantes de hornos de ubicar el tablero

de control central alejado del horno, indicaba la ignorancia de factores de

control invalorables que incluyen la observación del sistema en marcha;

afortunadamente tal tendencia está siendo revertida y los diseños modernos

ubican la consola en una posición dominante de toda la planta con acceso

directo a las plataformas de operación.

Por razones que se justifican tanto por lo que pasa en el horno como por lo que

requiere el enfriador, el tamaño más conveniente del clínker se ubica en el

rango entre 3 y 20 milímetros. Esta condición granulométrica resulta clara-

mente conveniente por las siguientes razones:

a) Recuperación de calor: El rendimiento del enfriador resulta directamente

influenciado por la proporción de clínker que cumple tal condición.

b) Mantenimiento de la parrilla: Partículas o trozos de clínker de mayor

tamaño impactan sobre las placas con riesgo de daño; partículas muy pequeñas

dificultan el paso del aire y la refrigeración consiguiente determinando con

frecuencia que se quemen placas por sobrecalentamiento.

c) Control Operativo: La presencia de polvo de clínker que retorna al horno con

el aire secundario dificulta la observación de la llama, forma morros y costra

inestable que se desprende provocando alteraciones de marcha e inestabilidad

térmica.



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d) Continuidad de marcha: El clínker polvoso favorece la formación del

"hombre de nieve" que obliga a interrupciones y pérdidas de producción.

e) Pérdida de resistencia mecánica: La fracción fina del clínker desarrolla

menos resistencia inicial debido a la dificultad de hidratación de los grandes

cristales de alita que la conforman.

Figura 13.8 Influencia del tamaño de clínker sobre el trabajo del enfriador

13.4.1 Causas del clínker polvoso

A través de la experiencia en el manejo de hornos y regulación de

características de la llama, hemos podido definir como causa principal de la

producción de clínker polvoso la incorrecta nodulización del material en

proceso.

Recordemos como se desarrolla el proceso para establecer las razones por las

cuales no se alcanza una buena nodulización y se tiene clínker polvoso:

Al definir las zonas del horno en función de la evolución del proceso, hemos

establecido las siguientes: Calcinación, transición, nodulización, clinkerización y

enfriamiento.

Sin importar lo que se tiene antes de estas zonas en el horno, para vía húmeda

o seca, estas zonas se determinan en la misma forma en todos los hornos

cernenteros del mundo:

a) La zona de calcinación (C) en la cual se completa la descarbonatación del crudo y se forma una elevada proporción de C2S. La condición fuertemente



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endotérmica de la reacción de descarbonatación propicia que en esta zona la elevación de temperatura del material sea muy pobre y la reacción muy lenta.

b) La zona de transición (T), que comprende la elevación de temperatura del material desde el final de la descarbonatación hasta la presencia de fase líquida. A medida que disminuye la absorción de calor y se agota la descarbonatación, se acelera convenientemente la elevación de temperatura hasta alcanzar el punto de fusión de la fase liquida; resulta conveniente y deseable que sea lo más corta posible.

c). La zona de nodulización (N) que se inicia al alcanzar el material en proceso suficiente temperatura para que se presente la fase líquida cuya función principal es favorecer la aglomeración de material conformando nódulos, en cuyo interior debe efectuarse la clinkerización, debe alargarse lo suficiente para que la mayor proporción de material esté nodulizado al llegar a la temperatura de clinkerización.

d) La zona de clinkerización (K), la de máxima temperatura y formación de alita. En los nódulos, la cinética de la reacción está determinada por la velocidad de difusión del CaO disuelto en la relativamente inmóvil fase líquida. En las partículas sueltas las reacciones pueden desarrollarse más rápido debido a que la rotación del horno proporciona mayor probabilidad de mejor y más frecuente contacto entre las partículas ricas en cal y las ricas en sílice.

e) La zona de enfriamiento (E), donde disminuye la influencia térmica de la radiación de la llama, disminuyendo la temperatura hasta solidificación de la fase líquida y congelamiento de las fases mineralógicas formadas.

En el gráfico de la Figura 13.9 se muestran las zonas del horno y la variación normal de temperaturas a lo largo de ellas.



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Figura 13.10

Figura 13.9 En la Figura 13.11 se incluye la formación de fase líquida y en la Figura 13.12 se hace lo propio con la formación de C3S.

Figura 13.10 Resulta importante que exista un lapso entre el inicio de nodulización y clinkerización, para que esta última se desarrolle en el interior de los nódulos y no en forma dispersa.



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Figura 3.12

Figura 13.11 Para efectos prácticos, resultarán favorables para el proceso todos los factores que permitan favorecer la formación de fase líquida que permita la nodulización antes de que el material llegue a la zona de llama, donde se incrementará violentamente la temperatura, al aumentar la transferencia de calor por radiación desde la llama, iniciándose comience a incrementar 13.4.2 Factores que influencian la producción de clínker polvoso Existen principalmente 2 razones por las cuales se dificulta la nodulización y consecuentemente se favorece el clínker polvoso: Llama larga y acortamiento de la parte crítica del horno. a) Operación con llama larga Esta resulta en la práctica la principal causa del clínker polvoso. Cuando la llama se alarga hacia la zona de transición, la transferencia de calor por radiación determina que la elevación de la temperatura del material sea muy rápida; al formarse cristales de alita en forma dispersa, los cristales formados comienzan a crecer y ya no forman nódulos, quedando conformados como partículas dispersas que constituyen el polvo de clínker indeseable.



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En las Figuras 13.12 (a) y (b) se compara gráficamente lo que sucede con una llama corta y una larga. La integración del Área NK representa la posibilidad de que el material nodulice antes de clinkerizar y resulta di-rectamente proporcional en términos cuantitativos a la granulometría del clínker entre 3 y 20 mm y el rendimiento del enfriador, como se observa en el gráfico de la Figura 13.13 y se puede comprobar en la práctica. b) Acortamiento del horno Esta causa resulta consecuencia directa de la ineficiencia de las etapas anteriores, previstas para definir la longitud del horno. En vía húmeda un diseño inadecuado de cadenas podría ocasionar la demora en el desecado de la pasta, alargamiento de la zonas de calentamiento y calcinación. En vía seca con precalentador en suspensión de gases, el rendimiento del precalentador resulta definitivo. Se requieren 10 metros de horno para descarbonatar lo que se logra en un metro de altura de precalentador. En vía seca con precalcinación ya debe quedar muy poco por calcinar en el horno. Se requieren 10 metros de longitud de horno para descarbonatar lo que se logra en 10 cm del precalcinador. Cuando el material llega poco preparado al horno, la descarbonatación se hace interminable, la transición y nodulización se aceleran al estar más cerca de la llama y resulta inevitable que se inicie la clinkerización antes de que el material se haya nodulizado en una proporción deseable.



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Figura13.12-13.13 Vista comparativa de llama corta y llama larga

El polvo de clínker que ensucia la atmósfera, complica el enfriamiento, forma costras inestables y hombre de nieve, disminuye las resistencias y molturabilidad, está constituido por las partículas que reaccionan sin nodulizar.



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13.5 FORMACIÓN DEL HOMBRE DE NIEVE La estabilidad del sistema de producción de clínker depende del control operativo del precalentador, horno y enfriador. En la caída del clínker al enfriador se presenta con frecuencia el inconveniente de acumulación de material en el punto de impacto, convirtiéndose en problema cuando comienza a alterar la distribución normal prevista sobre la parrilla, para su adecuado funcionamiento.

Figura 13.14 La fase líquida siempre provocará pegaduras en el enfriador

Esta acumulación del material se denomina ―hombre de nieve‖ y cuando alcanza niveles mayores ―árbol de navidad‖. En muchas plantas hemos encontrado que existen verdaderas plantillas de ersonal previsto de herramientas especiales para eliminar tales formaciones; en otros casos se han instalado ―cañones‖ de aire comprimido para procurar eliminarlos y/o evitar su formación. Ambas son técnicas utilizables en cierto sentido, pero rl tratamiento adecuado de este problema es el de evitarlo mediante control operativo del horno y el posicionamiento de la llama en su interior. En la misma forma que se producen incrustaciones y pegadutas en el precalentador por presencia de fase líquida, en el enfriador se forma el hombre de nieve porque el clínker que cae del horno todavía mantiene presencia de fase líquida.



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En este caso, el tratamiento adecuado para prevenir su formación es asegurar suficiente enfriamiento del clínker en el horno para asegurar la solidificación completa de la fase líquida, para lo cual resultará suficiente desplazar hacia el interior del horno la posición de la llama y por tanto, la zona crítica del proceso, otorgando mayor tiempo y espacio para enfriamiento del clínker antes de caer al enfriador. Para conseguir tal objetivo se puede actuar en dos formas:

Desplazar la posición del cañón del quemador hacia el interior del horno. La posición normalmente correcta es hacer coincidir la punta del quemador con el anillo de salida del horno, pero ello puede variar para el caso de cada combustible y el comportamiento del material en proceso. Normalmente resulta suficiente desplazar unos 20 o 30 centímetros para cambiar una determinada condición termodinámica en esta zona.

Alargar o perfilar algo la llama cónica hueca incrementando el impulso axial, lo

que también puede alargar algo la pluma de la llama. Disminuir la temperatura de atomización, sin salir del rango adecuado, para

alargar la pluma y desplazar la llama hacia adentro. Incrementar algo la finura del carbón pulverizado con el mismo propósito.

Aumentar la presión del gas natural cuando se utiliza este combustible.

Figura 13.15 La posición del cañón dentro del horno y zona de enfriamiento

En términos generales, la formación del hombre de nieve es inaceptable en un horno eficiente, por tratarse de un caso típico de ―mala operación del sistema‖.



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El horno cementero tiene doble responsabilidad en cuanto al aporte de CO2 que afecta el efecto invernadero y produce el calentamiento global, pero tiene la oportunidad de reivindicarse con la naturaleza y la humanidad, porque constituye el incinerador de basura ideal para eliminar residuos combustibles de tipo y naturaleza que contaminan el planeta y resultan tóxicos y peligrosos. Paulatinamente ya está dejando de ser el incinerador de basura del futuro para serlo del presente, pero el inadecuado manejo de la combustión lo podría convertir en un basurero, complicando su función primordial básica: producir clinker de la calidad deseada con el menor costo. La optimización de procesos de combustión y la disponibilidad de quemadores adecuados mejoran las posibilidades de incorporar combustibles alternos, aprovechando su poder calorífico y manteniendo condiciones seguras, productivas y eficientes en Sistema de Producción de Clínker.



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14.1 HORNO CEMENTERO Y EFECTO INVERNADERO En el núcleo del sol, cada segundo, 657 millones de toneladas de Hidrógeno se transforman en 653 millones de toneladas de Helio. Esta reacción de fusión nuclear libera una gran cantidad de energía radiante que con la masa estante se libera al universo; la dos mil millonésima parte incide en el planeta tierra. Cuando esta energía llega a la atmósfera, una parte es reflejada de nuevo al espacio, otra pequeña parte es absorbida, y la restante llega. a la Tierra y calienta su superficie. Pero cuando la Tierra refleja a su vez la energía hacia la atmósfera, ocurre algo diferente. En lugar de atravesarla y llegar al espacio, los gases de la atmósfera absorben una gran parte de esta energía. Esto contribuye a mantener caliente el planeta. De esta manera, la atmósfera deja que la radiación solar la atraviese para calentar la Tierra, pero no deja salir la radiación que- la Tierra irradia hacia el espacio. En un invernadero ocurre lo mismo, salvo que en el invernadero se utiliza cristal, en vez de gases, para retener el calor. Por eso llamamos a este fenómeno efecto invernadero.

Figura 14.1 El nucleo del sol fuente de todas las energías

En términos termodinámicos, este fenómeno se explica por la calidad de transferencia de calor por radiación; si consideramos el primer principio termodinámico tendremos claro que en el balance energético del planeta siempre habrá una cantidad de energía disponible, si consideramos la energía que ingresa y sale; la energía no se crea ni se destruye, solo se transforma.



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De acuerdo al Segundo Principio termodinámico, tendremos que considerar nuestro foco caliente el núcleo del sol y el foco frío nuestro planeta; así podemos considerar la diferencia entre la calidad de transferencia de calor por radiación entre los rayos solares que inciden en la tierra y los que se reflejan del planeta a temperaturas muy inferiores. Al llegar esta sistema termodinámico a un equilibrio adecuado se formó la atmósfera y se generó la vida. La composición de la atmósfera y su emisividad, consecuencia de la misma, forman parte importante de tal equilibrio. La emisividad es la capacidad de cualquier elemento sólido, líquido o gaseoso de recibir y emitir calor. Los gases binarios , tales como el O2 y el N2 tienen baja emisividad, mientras que las moléculas diatómicas, tales como el CO2 y el H2O que conforman los gases de combustión, poseen una emisividad muy alta, es decir, favorecen la transferencia de calor por radiación y el calentamiento global. También forma parte del equilibrio ecológico mencionado la absorción de CO2 que efectúan las plantas por las hojas para formar con el H2O que absorben por las raíces y la energía acumulada en la clorofila, los carbohidratos que dan lugar al ciclo vital; esta es la fotosíntesis.

Figura 14.2 La fotosíntesis fuente de vida

El contenido en dióxido de carbono de la atmósfera ha venido aumentando un 0,4% cada año como consecuencia del uso de combustibles fósiles como el petróleo, el gas y el carbón; la destrucción de bosques tropicales por el método de cortar y quemar también ha sido un factor relevante que ha influido en el ciclo del carbono. La concentración de otros gases que contribuyen al efecto invernadero, como el metano y los clorofluorocarbonos, está aumentando todavía más rápido. El efecto neto de estos incrementos podría ser un aumento global de la temperatura, estimado en 2 a 6 °C en los próximos 100 años. Un calentamiento de esta magnitud alteraría el clima en todo el mundo, afectaría a las cosechas y haría que el nivel del mar subiera significativamente. De ocurrir esto, millones de personas se verían afectadas por las inundaciones.



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14.1.1 CO2 : EL PRINCIPAL CULPABLE El carbón, el petróleo y el gas natural son combustibles fósiles. Los quemamos en nuestras calderas, fábricas, coches y centrales térmicas para producir calor y energía. Se llaman combustibles fósiles porque se han formado a lo largo de millones de años de los restos de plantas y animales enterrados bajo el suelo. Pero los combustibles fósiles contienen grandes cantidades de carbono y, cuando se queman, liberan la energía que han acumulado durante millones de años, Entonces emiten dióxido de carbono (CO ) a la atmósfera. Este gas contribuye a aumentar el efecto invernadero. No sólo quemamos combustibles fósiles liberando CO2 a la atmósfera; también estamos destruyendo la selva a fin de ganar terreno para la agricultura, La quema de la selva es una verdadera tragedia para la Tierra, puesto que su combustión libera grandes cantidades de CO2 a la atmósfera. Además, desaparecen los árboles que podrían absorber este gas. Así, la deforestación contribuye doblemente al efecto invernadero. La selva nos ha proporcionado muchas sustancias de gran utilidad. También constituye el hábitat de muchas tribus que están desapareciendo y de una importante fauna.

14.1.2 OTROS CULPABLES El dióxido de carbono es el más abundante gas invernadero, pero hay otros muchos. Hasta ahora se han identificado unos 30, y es probable que existan otros de los que aún no tenemos conocimiento. Muchos gases invernadero existen en la atmósfera en pequeñísimas cantidades. Sin embargo desgraciadamente, su poder de atrapar el calor es aterrador. Se estima que el del metano es unas 30 veces mayor que el del dióxido de carbono; el óxido de nitrógeno, 150 veces: el ozono de superficie, 2.000 veces: y el CFC, de 10 a 23.000 veces!

14.1.3 LA RESPONSABILIDAD DE LOS HORNOS CEMENTEROS En el Horno cementero se produce CO2 como producto de la combustión y a partir de la descomposición de los carbonatos de Calcio y Magnesio. Los gases de combustión contienen un promedio de 13.5% de CO2; los gases de salida del horno cementero contienen alrededor de 35% de CO2. Por cada TM de Clínker producida en el horno se liberan a la atmósfera alrededor de 2.000 m3 de CO2.

Considerando la producción mundial de cemento, aproximadamente se vierten a la atmósfera 3 billones de m3 por día, favoreciendo el efecto invernadero.



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Si consideramos que en el horno cementero de lo que se trata es de liberar la mayor cantidad posible de CO2 para completar los procesos de combustión y descarbonatación, alcanzando mayores eficiencias, esta forma de contaminación ambiental resultará ciertamente inevitable. El equilibrio ecológico se produce en la naturaleza con las áreas verdes. Efectuando un cálculo estequiométrico, para compensar su aporte al efecto invernadero,las fábrivas de cemento deberían plantar y mantener en producción aproximadamente una Hectárea de áreas verdes por cada TM de clínker producido por día.

Figura 14.3 Plantas Verdes Cementeras : Una responsabilidad ecológica.

Como tal compensación resulta imposible, la misma naturaleza le ha conferido a los hornos cementeros la responsabilidad de ser el incinerador de basura del futuro. Siendo conscientes de la responsabilidad ecológica mencionada, las plantas cementeras deben mantener un respeto por las áreas verdes, comenzando por cambiar la imagen tradicional gris que las caracteriza, por las ―plantas verdes‖ con instalaciones sumergidas en vegetación y naturaleza viva que felizmente ya comienza a predominar a nivel mundial.



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14.2 LA COMBUSTIÓN COMO SOLUCIÓN ECOLÓGICA La combustión ancestral de quemar la basura representa la mejor demostración de que la combustión, además de ser la forma de liberar la energía química almacenada en los combustibles fósiles , representa la posibilidad de eliminar materiales que puedan resultar un problema de disponibilidad de espacio y/o posibilidades de contaminación. Al establecer la Teoría Inorgánica de la Combustión que todos los combustibles industriales son fundamentalmente combinaciones Carbono/Hidrógeno y que la combustión siempre se produce en forma elemental, produciendo CO2 y vapor de agua como productos, permite concebir que cualquier elemento o compuesto de carácter orgánico contaminante, tóxico y peligroso se puede quemar convirtiéndose finalmente en tales productos de combustión, similares a los obtenidos con cualquier combustible tradicional. Esta posibilidad involucra la inversión en incineradores que involucran inversión en diseño, fabricación y estricto control operativo, con total manejo de atmósferas suficientemente oxidantes, calientes y aisladas del exterior. Estas condiciones las cumple el horno cementero en forma natural, con la ventaja adicional d epoder asimilar casi todas las cenizas residuales para incorporarlas al clínker. En el campo de la industria química se producen con frecuencia elementos de alta toxicidad; al surgir los controles de emisiones al ambiente tales actividades deben invertir recursos para asegurar una eliminación de tales elementos tóxicos en forma ecológicamente aceptable; generalmente la combustión representa la solución ideal. La Combustión representa la solución para eliminación de todos los residuos que sean combustibles, pero generalmente representa una herramienta de optimización muy mal empleada, porque no se entiende que una combustión incompleta termina siendo un remedio peor que la enfermedad; elimina algunos elementos contaminantes pero genera otros que pueden ser igual o más dañinos y peligrosos. Tenemos varios ejemplos que pueden ilustrar lo mencionado: Quema de basurales: Cuando esta operación se efectúa a campo abierto, la combustión siempre resulta incompleta desprendiéndose gran cantidad de humo que al ser arrastrado por el viento termina afectando zonas pobladas con partículas de inquemados sólidos que también arrastran partículas en suspensión conformadas por cenizas y elementos muy variados. (Figura 14.4).



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Figura 14.4 Quema de basura

Instalar incineradores para efectuar esta forma de eliminación de basura requiere mucha inversión y realmente no llega a conseguir combustión completa, debiendo disponer posteriormente de todos los materiales que no son combustibles, mediante clasificación y reciclado (Figura 14.5).

Figura 14.5 Incinerador de basura



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Los incineradores sépticos para eliminación de materiales de desecho en hospitales generalmente tienen diseños inadecuados, no cuentan con áreas específicamente adecuadas y generalmente están subdimensionados, lo que determina que al encenderse emitan con los gases de combustión gran cantidad de humo y elementos peligrosos para la salud (Figura 14.6).

Figura 14.6 Incinerador de desechos hospitalarios

El manejo de la basura urbana y los residuos industriales no representan un riesgo futuro sino un grave problema actual con el que tienen que batallar diariamente todas las ciudades y empresas industriales del mundo, utilizando en muchos casos métodos de eliminación de residuos que podrían representar, metafóricamente, solamente esconderlos debajo de la alfombra. Su utilización como combustibles industriales alternos se considera una solución para el futuro, pero en algunos casos y circunstancias pueden constituir una excelente oportunidad de optimización de costos energéticos para procesos de alta exigencia térmica que puedan asimilar como insumos y convertir en productos, todo lo que no se queme o vaporice. Los residuos en general los podemos clasificar en dos tipos: los generados por la propia actividad humana, sobretodo en las grandes ciudades, a los que llamaremos residuos urbanos, y los producidos por la actividad industrial, a los que llamaremos residuos industriales. Los residuos comerciales y domésticos suelen ser materiales orgánicos, ya sean combustibles, como papel, madera y tela, o no combustibles, como metales, vidrio y cerámica. Los residuos industriales pueden ser cenizas procedentes de combustibles sólidos, escombros de la demolición de edificios, materias químicas, pinturas y escoria, aceites usados, etc; también existen los residuos agrícolas, que suelen ser estiércol de animales y restos de la cosecha.

Los residuos agroindustriales, con menores niveles de humedad e impurezas, y apreciables poderes caloríficos, ya constituyen en muchos casos combustibles convencionales: cáscara de girasol, cascarilla de arroz, elotes de maiz, etc.



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En algunos casos, residuos industriales pueden ser asimilados a residuos urbanos, principalmente los constituidos por restos orgánicos de textiles, industrias alimentarias, papeleras, aserraderos, etc. Por otra parte, la industria en general produce una serie de residuos que pueden ser clasificados como tóxicos y peligrosos, pero por estar constituidos por materiales combustibles, su adecuada combustión representa la eliminación perfecta. En cambio, resulta muy difícil la utilización como combustible de algunas sustancias biológicas, los compuestos químicos tóxicos e inflamables y los residuos radiactivos. Estas sustancias pueden ser gaseosas, líquidas, semisólidas, sólidas o gaseosas. Las sustancias radiactivas son peligrosas porque una exposición prolongada a su radiación daña a los organismos vivos y porque las sustancias retienen la radiactividad durante mucho tiempo. Este tipo de residuos no se elimina, se almacena dentro de contenedores en lugares protegidos. Se han estado almacenando en fosas marinas, pero este método no permite recuperar lo depositado ni controlar el estado de los contenedores. Otros métodos más adecuados son su almacenamiento en silos de hormigón o en formaciones geológicas profundas, aunque ninguno es del todo fiable a largo plazo.

14.2.1 ¿Que hacemos actualmente con la basura? De acuerdo con encuestas efectuadas en seminarios internacionales con participación de alcaldes de las principales ciudades del mundo, el principal problema que deben afrontar en su gestión es la eliminación de la basura. Resulta tan importante la recolección y disposición de los residuos urbanos sobre la fisonomía de las ciudades, que llega a definir la calidad de la gestión municipal y ciertamente la calidad de su población, porque su adecuada gestión involucra a toda la comunidad. Conozcamos en términos generales, los principales sistemas actualmente utilizados: a) Vertido controlado El vertido controlado es la manera más barata de eliminar residuos, pero depende de la existencia de emplazamientos adecuados; en general, la recogida y transporte de los residuos suponen el 75% del coste total del proceso. Este método consiste en almacenar residuos en capas y en lugares previamente excavados para este propósito. Cada capa se prensa con máquinas hasta alcanzar una altura de 3 metros, se cubre con una capa de tierra y se vuelve a prensar. Es fundamental elegir el terreno adecuado para que no se produzca contaminación ni en la superficie ni en aguas subterráneas.



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Para ello se nivela y se cultiva el suelo encima de los residuos, se desvía el drenaje de zonas más altas, se seleccionan suelos con pocas filtraciones y se evitan zonas expuestas a inundaciones o cercanas a manantiales subterráneos. La descomposición anaeróbica de los residuos orgánicos genera gases. Si se concentra una cantidad considerable de metano pueden producirse explosiones, por lo que el vertedero debe tener buena ventilación. Técnicas más recientes apuestan por el aprovechamiento de estos gases procedentes de la descomposición como recurso energético. b) Incineración Las incineradoras convencionales son hornos o cámaras refractarias en las que se queman los residuos; los gases de la combustión y los sólidos que permanecen se queman en una segunda etapa. Los materiales combustibles se queman en un 90%. Además de generar calor, utilizable como fuente energética, la incineración genera dióxido de carbono, óxidos de azufre y nitrógeno y otros contaminantes gaseosos, cenizas volátiles y residuos sólidos sin quemar. La emisión de cenizas volátiles y otras partículas se controla con filtros, lavadores y precipitadores electrostáticos. c) Elaboración de fertilizantes o Compostaje La elaboración de fertilizantes o abonos a partir de residuos sólidos consiste en la degradación de la materia orgánica por microorganismos aeróbicos. Primero se clasifican los residuos para separar materiales con alguna otra utilidad y los que no pueden ser degradados, y se entierra el resto para favorecer el proceso de descomposición. El humus resultante contiene de 1 a 3% de nitrógeno, fósforo y potasio, según los materiales utilizados. Después de tres semanas el producto está preparado para mezclarlo con aditivos, empaquetarlo y venderlo. d) Recuperación de recursos energéticos Es posible recuperar energía de algunos procesos de eliminación de residuos. En general se pueden hacer dos grupos: procesos de combustión y procesos de pirólisis.

Algunas incineradoras se aprovechan para generar vapor; en las paredes de la cámara de combustión se colocan tubos de caldera; el agua que circula por los tubos absorbe el calor generado por la combustión de los residuos y produce vapor.



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La pirólisis o destilación destructiva es un proceso de descomposición química

de residuos sólidos mediante calor en una atmósfera con poco oxígeno. Esto genera una corriente de gas compuesta por hidrógeno, metano, monóxido de carbono, dióxido de carbono, ceniza inerte y otros gases, según las características orgánicas del material pirolizado. e) Reciclado La práctica del reciclado de residuos sólidos es muy antigua. Los utensilios metálicos se funden y remodelan desde tiempos prehistóricos. En la actualidad los materiales reciclables se recuperan de muchas maneras, como el desfibrado, la separación magnética de metales, separación de materiales ligeros y pesados, criba y lavado. Otro método de recuperación es la reducción a pulpa. Los residuos se mezclan con agua y se convierten en una lechada pastosa al pasarlos por un triturador. Los trozos de metal y otros sólidos se extraen con dispositivos magnéticos y la pulpa se introduce en una centrifugadora. Aquí se separan los materiales más pesados, como trozos de cristal, y se envían a sistemas de reciclado; otros materiales más ligeros se mandan a plantas de reciclado de papel y fibra, y el resitonelada por año de basura En el año 2,000 se producirán alrededor de 7 millones de toneladas diarias de basura, agudizando el problema de contaminación ambiental que representan actualmente y avizorando un futuro aterrador fácilmente imaginable. La solución más drástica es producir menos basura y la más práctica es reciclarla; pero ambas resultan sólo parcialmente aplicables e involucran una toma de conciencia del problema muy difícil aún de conseguir. La incineración o destrucción por el fuego también constituye una técnica orientada a la solución ideal: desaparecerla.

14.2.2 UTILIZACIÓN DE RESIDUOS COMBUSTIBLES COMO COMBUSTIBLES INDUSTRIALES Al definir la Teoría Inorgánica de la Combustión que todos los combustibles industriales son combinaciones Carbono/Hidrógeno y que todos se queman en la misma forma, introduce en este campo todo un mundo de posibilidades de utilización de todo tipo de materiales considerados indeseables por haber sido desechados o ser residuos de procesos industriales y actividades agrícolas, disponiendo de algún poder calorífico aprovechable con fines industriales.



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El espectro de posibilidades en este campo resulta muy amplio, involucrando materiales que podrían considerarse combustibles industriales de lujo y que podrían ser utilizados en cualquier tipo de reactor y/o proceso industrial, residuos con contenido de compuestos tóxicos desdoblables en productos inertes al combustionar y materiales con contenidos demasiado tóxicos y peligrosos para ser utilizados en plantas industriales.

Todos aquellos que puedan ser utilizados como combustibles industriales, deberán incorporarse al campo de la gestión energética con la calificación de combustibles alternos.

La clasificación que se muestra anteriormente en el Cuadro 5.1 nos permite aclarar el panorama en este campo, definiendo alternativas en cada uno de los sectores considerados:

a) Residuos urbanos

Los seres humanos producimos alrededor de 1 tonelada por año en promedio y este valor aumenta en países desarrollados y en zonas urbanas, lo cual convierte su eliminación en uno de los grandes problemas de las ciudades más pobladas.

La utilización directa de la basura en hornos cementeros mencionada anteriormente representa la solución ideal del futuro pero abarca un espectro muy limitado.

Los depósitos controlados en vertederos adecuadamente diseñados y organizados resulta la posibilidad más importante para los residuos recolectados. Tomando en cuenta que cada tonelada de basura ocupa alrededor de 7 m3, se justifica totalmente su compactación.

Las posibilidades de clasificación deben justificarse en el componente económico del reciclado, constituido por metales, vidrios y celulosa, reutilizables para fundiciones y las industrias del vidrio y papel. La fracción residual con algún poder calorífico contenido en la materia orgánica, podría ser procesada para obtener biogas o considerarse residuos combustibles, eliminados en incineradores o utilizables con un costo de eliminación en algunos procesos industriales que puedan asimilar su contenido inerte, tales como el horno cementero, secadores de procesamiento de materiales, forrajeros, ladrilleras, etc. Estas fracciones combustibles difícilmente constituirán combustibles alternos.



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b) Residuos agrícolas

La mayoría de cultivos aprovechan una pequeña proporción de la planta como producto aprovechable, quedando en el campo importantes cantidades de residuos vegetales, algunos de los cuales se usan como forraje y el resto tiene que quemarse o desecharse como basura. En algunos casos la incineración sirve para abonar los terrenos. También, cuando la humedad de los residuos es baja y la fracción combustible resulta apreciable, se pueden utilizar como combustibles para usos domésticos (leña) e industriales. Como residuos agrícolas combustibles podrían considerarse: Tallos de algodón, maíz, sorgo, arroz, etc.

El procesamiento de productos tales como arroz, girasol, uvas, algodón, etc. producen otro tipo de residuos con menores contenidos de humedad y poderes caloríficos suficientes para ser considerados combustibles alternos.

Entre éstos, los más utilizados son los siguientes : Cáscara de girasol, cascarilla de arroz, elotes de maíz, pepas de algodón, uvas, aceitunas, etc.

c) Residuos industriales La generación de residuos industriales comprende un espectro muy amplio de posibilidades :

a) Gases :

Los gases residuales combustibles generalmente se producen en grandes refinerías y plantas químicas, en las cuales deben aprovecharse o eliminarse, debido a que su comercialización como combustibles resulta complicada por sus posibilidades de transporte para justificar la inversión requerida para su acondicionamiento.

b) Sólidos

Residuos sólidos con algún tipo de riesgo, tendrán que ser procesados antes de eliminarse. Si poseen un valor calorífico aceptable, pueden calificarse como residuos combustibles y utilizarse en algunos tipos de industrias. Algunos de los residuos solidos utilizables como combustibles son los siguientes:

Poliolefinas,polidienos (gomas sinteticas), poliestirenos,polimeros halogenados, acrilicos, materiales celulosicos, poliesteres, resinas fenolicas y epoxidos, poliamidas y poliuretano.



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c) Líquidos Por su naturaleza, los residuos líquidos podrían clasificarse en 3 categorías:

Los que no poseen calor calorífico y por no resultar dañinos y/o peligrosos pueden eliminarse a los circuitos de desagüe en forma de efluentes.

Desechos líquidos de fácil descomposición y poco tóxicos. En este grupo se

integran algunos residuos que constituyen el caso típico de combustibles alternos, que en algunos casos resultan fácilmente manejables y poseen importantes poderes caloríficos. Algunos aceites lubricantes usados desechados como tales, constituyen realmente combustibles industriales utilizables en cualquier tipo de empleo.

Desechos líquidos tóxicos y peligrosos, que por su composición poseen alto poder calorífico. Así tenemos : hidrocarburos poliaromáticos,b i f e n i l e s , policlorados (PCB), aliciclos y aromáticos clorados, etc. Su utilización como combustible resulta factible en algunos tipos de procesos de alta temperatura y su atractivo consiste en que su eliminación exige un pago.

14.2.2 Residuos Combustibles y Hornos Cementeros El horno cementero, incinerador de basura del futuro, representa actualmente una excelente oportunidad de incorporar al proceso residuos combustibles y/o combustibles alternos por razones ecológicas y conveniencia económica. Cualquier material combustible puede quemarse en un horno cementero moderno que resulta el incinerador ideal por las siguientes razones:

Las altas temperaturas de llama y proceso, superiores a los 1,300 º C requeridos, permiten descomponer cualquier hidrocarburo facilitando su combustión y conversión en CO2 y H2O inertes.

La naturaleza del producto en proceso (clínker) concebido para ser utilizado como aglomerante masivo y por ello conformado por los elementos mas abundantes en la naturaleza ( Oxígeno, Si , Ca, Al y Fe ) pueden asimilar casi cualquier tipo de cenizas o impurezas, sin afectar la naturaleza de su empleo como material de construcción.

La ubicación de una segunda cámara de combustión en los modernos sistemas de pre calcinación permite desarrollar procesos de combustión incompleta en el horno.



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La elevada energía cinética utilizada en el quemador principal y la elevada turbulencia de mezcla, permiten incorporar en la llama y por el mismo quemador, materiales combustibles de diversa naturaleza y composición, sin afectar la estabilidad del proceso.

Estas ventajas del horno cementero permiten concebir, además de las motivaciones de carácter ecológico, importantes justificaciones de empleo de residuos combustibles y combustibles alternos para objetivos de optimización de costos. A los proyectos de optimización de costos que actualmente se aplican a hornos cementeros los podemos clasificar en la siguiente forma:

Grupo 1: Residuos Combustibles

Utilización de residuos combustibles con fines ecológicos y económicos. En este grupo la combustión de los residuos combustibles (< 3000 Kcal / kg ) se efectua primordialmente para su eliminación, por lo cual se debe cobrar por este trabajo, constituyendo el Incinerador de residuos sólidos aporte energético un beneficio adicional.

Los gases residuales combustibles generalmente se producen en grandes refinerías y plantas químicas, en las cuales deben aprovecharse o eliminarse, debido a que su comercialización como combustibles resulta complicada por sus posibilidades de transporte, debiendo limitar su empleo en un radio muy restringido.

Los efluentes líquidos que no resulta posible eliminar al desague y poseen escaso poder calorífico tendrán que ser sometidos a procesos de evaporación antes de considerar su utilización en esta campo.

Materiales sólidos procedentes de la reclasificación de la basura o recolectados directamente de las plantas que los producen, previamentre briqueteados o pelletizados, se deben introducir al horno por la cámara de enlace. Al avanzar con el material, la fracción combustible se quemará en forma incompleta, generando CO que completará su combustión en la cámara de precalcinación.

Resultará conveniente trabajar con algo de exceso de aire en el quemador principal (2 – 3 % de O2) para disponibilidad de oxígeno en el horno y eliminar volátiles con el clinker.



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Grupo 2: Combustibles alternos

Existen un número importante de residuos industriales y agro-industriales que poseen suficiente poder calorífico para constituir una opción atractiva de sustitución parcial de los combustibles primarios tradicionales.

Entre los combustibles alternos sólidos, resultan conocidos las llantas o cubiertas, que se alimentan a la cámara de enlace o el propio tubo del horno en forma completa o cortadas en trozos pequeños, las cáscaras de girasol, arroz, maní, etc y semillas de algodón, aceitunas, uvas, etc. Los residuos de aserraderos y de la industria de muebles y construcción en madera, constituyen combustibles limpios y fáciles de manejar.

Entre los líquidos, los aceites lubricantes usados constituyen un combustible de lujo en la práctica, por resultar muy fácil su preparación y combustión, tener elevado poder calorífico y no tener impurezas complicadas, tóxicas o peligrosas. También existen otros tipos de aceites tales como los aceites residuales animales y vegetales.

La consideración de utilización de combustibles alternos en hornos cementeros debe ser analizada como proyecto de inversión como cualquier caso de sustitución de combustibles.

Grupo 3 : Eliminación de residuos Esta posibilidad es la que resulta más atractiva para los hornos cementeros porque representa invertir el costo de empleo de combustibles, recibiendo un pago por eliminar materiales que siendo tóxicos y peligrosos, constituyen hidrocarburos perfectamente capaces de combustionar, convirtiéndose en productos de combustión similares a los de cualquier combustible tradicional

Tomando en cuenta que algunos tipos de industrias químicas no podrían recibir licencias de funcionamiento sin garantizar la eliminación de residuos que resultan manejables en hornos cementeros, la firma de convenios que convengan a ambas partes involucran grandes beneficios y justifican la inversión en todos los sistemas de seguridad y control operativo que aseguren un manejo perfectamente controlado de todos los riesgos involucrados.



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Disponiendo de un quemador de características de diseño adecuadas, lo que debería cumplirse en cualquier horno cementero moderno, la inyección y combustión de estos elementos no resulta complicada. Las mayores exigencias para su adecuado empleo se presentan en las operaciones de pre-combustión, pero no representan un obstáculo por existir siempre la tecnología conveniente para cada caso. El principal inconveniente del empleo de estos hidrocarburos resulta la presencia de cloruros y algunos otros compuestos que debido a su alta volatilidad forman circuitos internos que resultan molestos y peligrosos, debiendo instalarse para su eliminación circuitos de extracción de gases para su eliminación a través de filtros electrostáticos.

Consideraremos aplicaciones típicas de los 3 casos mencionados.

14.3 El INCINERADOR DE BASURA DEL FUTURO

Si analizamos las características de la basura, definiéndola en los térmicos más simples como ―desecho doméstico‖ podríamos considerarla conformada de la siguiente manera:

30-45 % de humedad.

30-35 % de material orgánico combustible

30-35% de material inorgánico incombustible

En el horno cementero, la humedad se elimina por evaporación, la materia orgánica se quema, aportando calor al proceso. La fracción incombustible residual está conformada por los 4 componentes básicos del cemento: Calcio, Sílice, Alúmina y Fierro como óxidos, por lo cual se puede integrar al proceso, formando parte del producto final. El resto de impurezas, tales como sodio, potasio, azufre, etc. presente en cantidades mínimas, puede ser absorbido por el sistema sin inconvenientes mayores.

La industria del cemento ya desarrolló una importante actividad en este campo.

La empresa Blue Circle de Reino Unido inició en la década del 70 un ambicioso programa de investigación, realizando ensayos en Westbury, donde se quemaron 1,200 toneladas de residuos pulverizados entre 1972 y 1974, y Shoreham, donde en 6 meses se quemaron más de 3,000 TM. Después de efectuar durante 6 años pruebas para aplicar este sistema en vía seca, se decidió la instalación de una planta comercial en Westbury.



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Blue Circle encargó el proyecto a Peabody Holmes y se puso en marcha en Agosto de 1979 con capacidad para procesar 80,000 toneladas de basura bruta. En la Figura 1 se muestra el diagrama de flujos de procesamiento.

En los próximos tres años, Blue Circle recibió y procesó alrededor de 150,000 TM de basura, extrayendo 10,800 TM de metal férreo y quemando 135,400 TM de basura pulverizada.

La Empresa Chichibu Onoda Cement Corporation de Japón construyó entre Marzo de 1994 y Enero de 1995 una planta piloto para producir 50 tpd de un producto llamado ECOCEMENTO, el cual integra los residuos nocivos o peligrosos de la incineración de basura, principalmente constituidos por cloro, como materia prima para fabricación de cemento. La investigación efectuada y aplicada por la Blue Circle ha estado orientada a la reducción de combustible, logrando sustituir en esa época 33,000 TM de carbón con basura. Por ello resulta explicable que al disminuir los precios del petróleo y de la energía en 1985, su aplicación resultase injustificada, por los altos costos implicados.

La investigación de la ONODA referida al ECOCEMENTO resulta de un alcance limitado y presenta presumiblemente graves inconvenientes de operación en los hornos por la volatilidad de los cloruros (Figura 14.8)

Figura 14.7 Sistema ECOCEMENTO ONODA



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En el futuro, cuando el problema ecológico alcance niveles dramáticos, el enfoque tiene que ser distinto y debe basarse en los siguientes conceptos:

La instalación debe diseñarse específicamente para combinar la incineración de basura y la producción de cemento como dos procesos integrados de similar importancia.

Las características de dosificación del crudo deben manejarse en función de los residuos de incineración, debiendo tener la versatilidad necesaria para adecuarse a las variaciones de su composición.

El sistema debe tener capacidad para «engullir» la basura sin ningún tipo de procesamiento o clasificación previa; lo contrario resulta inmanejable.

Basados en estas 3 condiciones, presentamos un diseño preliminar, ciertamente futurista, estructurado para el procesamiento de 1,000 t/d de basura bruta.

En la Figura 14.9 se presenta el diagrama de flujos del sistema propuesto, el cual podría definirse en términos simples como la integración de 2 hornos rotatorios desarrollando simultáneamente 2 procesos integrados : Incineración y Clinkerización.

El sistema ha sido concebido para una capacidad de incineración de 1.000 tpd y una capacidad de producción de clínker de 2.000 tpd. El 30% de residuo tendrá que ser analizado en proceso, integrando su composición como corrector en la dosificación de crudos del sistema de alimentación al proceso de fabricación de clínker.

En el lado de incineración, se debe disponer de un quemador con capacidad mínima, suficiente para iniciar la combustión del material orgánico, lo que producirá aproximadamente el doble de calor necesario para evaporar 400 kg/hr de agua y elevar la temperatura de gases, vapor y material residual hasta valores similares a Figura 2 los que se encuentran en la parte de integración de horno y precalentador (> 1000 EC).

Considerando las buenas condiciones del reactor de incineración en que se convierte el tubo rotatorio al cual se le introduce la basura compactada previamente triturada, resultarán suficiente disponer de una relación L/D de 10 a 1, es decir, 40 metros de longitud por 4 metros de diámetro.



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El resto del sistema es un horno con precalentador de crudo en suspensión de gases con o sin cámara de precalcinación. El ventilador exhaustor deberá disponer de capacidad de tiro suficiente para circular tanto los gases de combustión y descarbonatación del lado de producción de cemento como los provenientes del incinerador. El sistema deberá estar provisto de un sistema de By-pass para eliminación de la concentración de volátiles que puedan crear problemas de pegaduras y atoros de ciclones. El diseño tentativo propuesto demuestra la factibilidad de transformación de sistemas operativos existentes. En la actualidad, difícilmente se podrá justificar la inversión; en el futuro resultará el único diseño justificable.

Figura 14.8

Incinerador de basura del futuro

Sistema Propuesto por COMBUSTIÓN Y CLINKERIZACIÓN



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14.4 EMPLEO DE NEUMÁTICOS COMO COMBUSTIBLE EN EL HORNO CEMENTERO

Un neumático es básicamente un elemento que permite a un vehículo desplazarse en forma suave a través de superficies lisas. Consiste en una cubierta principalmente de caucho que contiene aire el cual soporta al vehículo y su carga. Su invención se debe al norteamericano Charles Goodyear quién descubrió, accidentalmente en 1880, el proceso de vulcanización, con el que se da al caucho la resistencia y solidez necesaria para fabricarlo.

Figura 14.9

Neumáticos Un problema ecológico por resolver El neumático está compuesto principalmente de tres productos: caucho (natural y sintético), un encordado de acero y fibra textil. A su vez, el caucho usado en la fabricación de neumáticos está compuesto por un grupo de polímeros (compuestos químicos de elevado peso molecular) entre los que se cuentan el polisopreno sintético, el polibutadieno y el más común que es el estiero-butadieno, todos basados en hidrocarburos. Se agregan además, otros materiales al caucho para mejorar sus propiedades, tales como: suavizantes, que aumentan la trabajabilidad del caucho, antes de la vulcanización; óxido de Zinc y de Magnesio, comúnmente denominados activadores, pues son mezclados para reducir el tiempo de vulcanización de varias a horas a pocos minutos; antioxidantes, para dar mayor vida al caucho sin que se degrade por la acción del oxígeno y el ozono; y finalmente negro de humo, especie de humo negro obtenido por combustión incompleta de gases naturales, que entrega mayor resistencia a la abrasión y a la tensión.



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Cuadro 14.1 Composición y características de los diferentes tipos de neumáticos.

Neumáticos de Pasajeros (automóviles y camionetas)

Caucho natural 14 %

Caucho sintético 27%

Negro de humo 28%

Acero 14 - 15%

Fibra textil, suavizantes, óxidos, antioxidantes, etc.

16 - 17%

Peso promedio: 8,6 Kg

Volumen 0.06 m3

Neumáticos MCT

(camiones y microbuses)

Caucho Natural 27 %

Caucho sintético 14%

Carbón negro 28%

Acero 14 - 15%

Fibra, suavizantes, óxidos, antioxidantes, etc.

16 - 17%

Peso promedio: 45,4 Kg.

Volumen 0.36 m3

Fuente: Rubber Manufacters Association (11)

Aunque suelen variar según el tipo de neumáticos y el país de fabricación, los diferentes elementos químicos que componen un neumático se muestran en la tabla 2 junto a sus porcentajes respectivos:



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Cuadro 14.2 Análisis químico del neumático

Elemento Porcentaje

Carbono (C) 70

Hidrogeno (H) 7

Azufre (S) 1..3

Cloro (Cl) 0,2…0,6

Fierro (Fe) 15

Oxido de Zinc (ZnO) 2

Dióxido de Silicio (SiO2)

5

Cromo (Cr) 97-ppm

Níquel (Ni) 77-ppm

Plomo (Pb) 60-760ppm

Cadmio 5-10ppm

Talio 0,2-0,3ppm

Fuente: Combustibles alternativos, Holderbank 1997.

En el proceso de vulcanizado, en la fabricación del neumático, la goma virgen es mezclada con otros productos (cauchos sintéticos, azufre y óxidos) y llevada a temperaturas que provocan cambios en su estructura química interna y en sus propiedades físicas. Estos cambios son, en la práctica, irreversibles. Posteriormente, la goma del neumático, al estar sometida a ambientes agresivos como el roce con el pavimento, se desgasta y degrada. El roce constante con el aire causa a su vez la oxidación del material, todo lo cual impide que la goma granulada recuperada a partir de neumáticos usados alcance los niveles de calidad de la goma virgen original. Este es el principal motivo por el cual no es posible reciclar neumáticos para utilizarlos como materia prima para producir nuevos neumáticos.

En la alternativa de incinerar neumáticos se genera calor, agua y cenizas. Estas cenizas, al contener los principales componentes necesarios para la fabricación de cemento, son absorbidas y capturadas en la estructura cristalina del cemento, durante el proceso de fabricación del mismo en el interior del horno rotatorio, lo cual permite, ahorrar materias primas y combustible. La composición química de esta ceniza es la siguiente:



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Cuadro 14.3

Análisis mineral de la ceniza de neumático. (porcentaje en peso)

Compuesto %

Dióxido de Silicio (SiO2) 22.00

Dióxido de Aluminio (AL2O3)

9.09

Óxido de Fierro (Fe2O3) 1.45

Óxido de Calcio (CaO) 10.61

Dióxido de Titanio (tiO2) 2.57

Óxido de magnesio (MgO) 1.35

Óxido de Sodio (Na2O) 1.10

Óxido de Potasio (K2O) 0.92

Azufre en (SO3) 15.68

Fósforo en (P2O5) 1.03

Óxido de Azufre (ZnO) 34.50

Fuente: Combustibles alternativos, Holderbank 1997. (2)

Los cuatro primeros compuestos son las materias primas fundamentales de las que está hecho el cemento.

La tecnología adecuada para la quema de neumáticos

Los neumáticos, ya sean enteros o trozados, pueden utilizarse como combustibles alternativo en los hornos rotatorios de las plantas cementeras; la utilización de los neumáticos desechados no afecta negativamente al rendimiento ambiental o a la calidad del producto. Recordemos además que el contenido en nitrógeno, azufre y ceniza es menor en los neumáticos que en el carbón típico; por lo tanto reduce el nivel de emisiones de óxidos de nitrógeno y dióxido de azufre, y la totalidad de sus cenizas son absorbidas en la estructura del clínker, en particular su contenido de acero, que proporciona hierro adicional al cemento.



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Figura 14.10 Sistema de manejo de llantas en planta cementera

Es de suma importancia prever el control de entrada en la fábrica para los neumáticos desechados, a fin de evitar suministros indeseables o incluso peligrosos (tamaños no utilizables, llantas metálicas y otros materiales). Si bien la empresa de recolección se encargará de esta tarea, resulta inaceptable el ingreso de neumáticos al horno sin un control visual de la entrega. Para esto la empresa de cemento debería contratar personal encargado de esta labor. La forma en que los neumáticos pueden usarse como combustible alternativo, enteros o trozados, depende de la configuración del horno. El horno de cementos Bío Bío en Curicó por ejemplo, tiene la ventaja de estar equipado con un precalcinador que puede quemar neumáticos enteros; los hornos sin precalcinadores solamente pueden usarlos previo trozado, normalmente con un tamaño que varía entre 5x5 cm y 10x10 cms.

Sistema Feed Fork Los neumáticos enteros se alimentan en el horno mediante un sistema mecánico diseñado para cargar y descargar neumáticos. Existen varias tecnologías patentadas que permiten ingresar neumáticos enteros al horno. La más generalizada es la denominada Feed Fork de la compañía Cadence Environmental Energy Inc, consistente en un dispositivo tipo tenedor de carga de neumáticos y que los introduce enteros, por gravedad, al llegar a la posición vertical en cada revolución del horno rotatorio.



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Figura 14.11 Tecnología Feed Fork de Cadence Environmental Energy Inc.

Esta técnica es recomendada para hornos largos de procesos vía seca, en donde es posible quemar neumáticos en la zona media del horno o ―Mid-Kiln‖. La instalación y la subsecuente mantención suelen ser bastante costosas y pueden requerir inversiones importantes. Adicionalmente, la entrada de aire falso que entra al horno en cada revolución afecta negativamente la eficiencia del horno.

Sistema de elevación y esclusas en el precalcinador Otro sistema consiste en elevar los neumáticos por medio de una torre de ascensión hasta el precalcinador, en donde por gravedad, y a través de esclusas consecutivas, los neumáticos son ingresados directamente al quemador secundario.

Este sistema está ampliamente extendido en el mundo entero, y es un una de las técnicas más comunes. El sistema requiere de la instalación de un moderno sistema de ascensión y de personal encargado de controlar el ingreso de los neumáticos a la correa, esto para evitar que los neumáticos ingresen al horno con llantas o en tamaños no permitidos).

Los neumáticos pueden ser ingresados enteros y alimentados continuamente gracias a una doble esclusa la cual deja caer los neumáticos al precalcinador . El tiempo de apertura de las esclusas puede ser regulado automáticamente para controlar el input de neumáticos y disminuir el impacto de la entrada de aire frío o ―falso‖ en el horno.



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El ingreso de neumáticos a intervalos de 1 ó 2 minutos normalmente produce un nivel de CO mayor en la salida de los gases. Esto puede ser compensado incrementando el intervalo entre cada inserción o bien aumentando el nivel de oxígeno en 1 ó 2 puntos porcentuales.

Este sistema tiene la ventaja sobre el sistema Feed Fork que comparativamente reduce los niveles de emisión de SOx y NOx es de menor manejo y no requiere mantenciones mayores. Un aspecto muy importante a considerar es que este sistema permite que los neumáticos sean consumidos en el precalcinador, antes de ingresar al horno, de modo que las materias primas consuman la energía de éstos durante el proceso de descarbonatación, a diferencia del sistema Mid Kiln en el cual los neumáticos sólo influyen aportando temperatura al horno.

Figura 14.12

Neumáticos rumbo a la cámara de enlace

El precio máximo que podría obtenerse por tonelada de neumático desechado entregado entero a la planta de cemento, se obtuvo mediante un análisis de los ahorros en combustible tradicional que justifiquen económicamente las inversiones necesarias para la puesta en marcha y posterior desarrollo de un proyecto de reemplazo de combustible tradicional por neumáticos en la industria del cemento. El análisis, realizado bajo las condiciones de producción y generación de neumáticos detalla en este capítulo, arrojó un precio de compra a pagar por las cementeras de US$ 20/tonelada.



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La experiencia internacional y la constante preocupación de las autoridades medioambientales de los países desarrollados en donde se lleva a cabo la quema de neumáticos al interior de los hornos rotatorios de las cementeras, indica que no se producen mayores niveles de emisión de gases bajo circunstancias de operación normales, e incluso, algunos niveles se ven reducidos por el uso de neumáticos como combustible alternativo.

14.5 LA ELIMINACIÓN DE CLORUROS EN LOS COMBUSTIBLES ALTERNOS

LÍQUIDOS PARA HORNOS CEMENTEROS Hace algún tiempo un buen cliente nuestro, una importante empresa cementera latinoamericana, nos contrató para analizar y proponer una solución para el problema de pegaduras y atoros que se presentaban en los ciclones del precalentador, desde que sustituyeron parte del carbón pulverizado que utilizaban como combustible, por un aceite residual de variada procedencia, con fines económicos y ecológicos. Después del análisis completo del aceite, su caracterización como combustible y la evaluación operativa del horno, concluimos que la razón de los problemas era la formación de un ciclo de cloruros entre el precalentador y el horno, introducidos con el aceite residual. Nuestra recomendación fue clara, directa y definitiva: Eliminar los cloruros en el aceite mediante centrifugación, basados en experiencias anteriores en plantas de generación termoeléctrica que utilizan estos sistemas. ―Muerto el perro se acabó la rabia‖; implementado el sistema, nunca más se produjeron problemas y se recuperó el excelente rendimiento anteriormente conseguido. El horno cementero es el incinerador de basura del futuro por razones ecológicas, pero por razones económicas ya debería utilizar combustibles alternativos de bajo costo. Los gases residuales tienen pocas posibilidades de transportarse en forma económica y los sólidos requieren complicadas y costosas operaciones de precombustión. Los combustibles alternativos líquidos representan la gran oportunidad del presente debido a su facilidad de manipuleo y considerable poder calorífico por tratarse principalmente de hidrocarburos. En el horno cementero se puede quemar cualquier cosa y el clínker puede asimilar cualquier residuo o ceniza, pero existe un solo elemento que resulta demasiado complicado al ingresar al sistema: los cloruros. El problema de los cloruros consiste en que ingresan al proceso pero no salen, formando circuitos cerrados que se enriquecen hasta alterar las condiciones del material en proceso, provocando pegaduras y taponamientos. Al llegar a la



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zona crítica se volatilizan en un 100% y al alcanzar menores temperaturas en el precalentador (~800) se depositan en el crudo. La presencia de más de 0.015% (150 ppm) en el crudo, obligará a instalar un bypass para eliminar gases y polvo de la cámara de enlace o sufrir las consecuencias. Los aceites lubricantes usados no presentan mayores inconvenientes, pero existe un importante volumen de aceites residuales de la industria química que presentan cloruros en su contenido. En este caso, constituye un gran error introducirlos al horno porque resulta muy fácil eliminarlos en la forma que se propone.

14.5.1 CARACTERÍSTICAS DE LOS ACEITES USADOS Las propiedades de los aceites usados dependen prioritariamente de las propiedades de las bases lubricantes de las cuales se derivan, de los aditivos adicionados para mejorar la viscosidad, el poder detergente y la resistencia a altas temperaturas. Además, como resultado del servicio prestado, contiene sólidos, metales y productos orgánicos. Análisis realizados por Lahcorp1, así como por Lupien Rosenberg et Associes, demuestran que los aceites usados presentan como características típicas, las señaladas en el Cuadro 14. 4

Cuadro 14.4 Características de aceites usados



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Los bifenoles policlorados también conocidos como PCB’s son unos compuestos químicos que presentan alta resistencia a la descomposición química, biológica y térmica; son considerados buenos conductores de calor y aislantes térmicos lo cual los cataloga como sustancias atractivas para uso industrial. Al mismo tiempo, son reconocidos como una amenaza para la salud y el medio ambiente, a tal punto que algunas organizaciones internacionales han tomado acciones severas para manejar estas sustancias. Afortunadamente, estudios y pruebas de laboratorio realizados en paises latinomaericanos, no muestran presencia significativa de PCB’s en los aceites usados de circulación nacional.

14.5.2 PROPUESTA PARA EL APROVECHAMIENTO ENERGÉTICO A la luz del estudio efectuado, se esboza a continuación una propuesta de actualización tecnológica para el sector industrial, que considera la adecuación del aceite usado previamente a su utilización como componente en mezcla con otros combustibles para consumo industrial.

Figura 14.13 Sistema de purificación de aceites

Dicha propuesta, incluye la selección de las mejores tecnologías de tratamiento disponibles, presenta un diseño conceptual para una planta típica justificando su tamaño con base en las cifras de mercado y plantea un esquema de gestión para la conformación de un comité interinstitucional que se encargue de atender el desarrollo del proyecto aquí propuesto.



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La transformación del aceite usado a energético, requiere la aplicación de un tratamiento tendiente a adecuar las condiciones del aceite a las características propias del proceso de combustión, consistente básicamente en la aplicación de dos etapas:

a) Adecuación del aceite usado mediante procesos de filtración para retirar partículas gruesas.

b) Remoción de partículas finas, mediante procesos de sedimentación y

centrifugación. Estas etapas involucran la adición de desemulsificantes, para el rompimiento de las emulsiones formadas con el agua. Una vez recuperadas las características del aceite, con el fin de lograr un combustible limpio de contaminantes, podrá utilizarse como energético en mezclas simples, de acuerdo con proporciones establecidas, tal y como se aprecia en la Figura 14.14.

Figura 14.14 Aceite centrifugado

Luego de realizada la operación de separación, se origina un desecho o lodo con alto contenido de metales pesados, el cual debe ser dispuesto de forma tal que asegure de cualquier manera que estos metales no serán absorbidos por los seres vivos. La búsqueda de información sobre el tema y las prácticas comunes de países donde se utilizan los aceites usados tratados, llevó a establecer 4 opciones posibles para tratar estos lodos, así: Incineración, encapsulamiento en clinker, vitrificación o ceramizado y relleno en las vías durante la elaboración de capa asfáltica.



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Evaluadas estas 4 posibilidades a la luz de las condiciones latinoamericanas, la alternativa más adecuada para la disposición de lodos es el encapsulamiento en clinker para la producción de cemento; industria que ha mostrado un constante interés en participar en este tipo de investigaciones y de hecho en algunas plantas se han realizados algunas pruebas. Se identificó igualmente, la cantidad de contaminantes presentes en los aceites usados y las concentraciones residuales de estos, una vez el aceite usado ha sido sometido a tratamiento de centrifugación (óptimo para separación de partículas finas), instante en el cual deja de ser un residuo peligroso, para convertirse en una opción que puede ser aprovechada. Ver Cuadro 14.5.

Figura 14.5 Contaminantes en los Aceites

Una vez el residuo es transformado, puede producir distintos combustibles industriales al mezclarse con los energéticos tradicionales y comúnmente empleados en la industria en general como son el Diesel el combustóleo, cumpliendo igualmente con las especificaciones establecidas por la ASTM 396 (Standard for Testing Methods), La naturaleza de los aceites usados podría determinar que resulten incompatibles con los petróleos industriales que se utilizan en los hornos cementeros : Fuel Oil, Petróleos Residuales, Combustóleos, Crudo de Castilla, etc. afectando el equilibrio trifásico que los caracteriza, produciendo formación de borra en el almacenamiento que afecta su transporte y combustión.



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Sin embargo, hemos comprobado que la forma más conveniente de dosificar estos combustibles alternos líquidos es inyectarlos en línea, donde se mantiene altos niveles de turbulencia y transcurren pocos segundos hasta su atomización, gasificación, disociación y combustión. El sistema puede implementarse en la succión de la bomba, representando en algunos casos una disminución de la exigencia de viscosidad que permita asegurar atomización perfecta y combustión completa. En sistemas que no se utilice normalmente petróleos residuales como combustible principal, los aceites lubricantes usados o aceites industriales purificados pueden sustituirlos totalmente, debiendo diseñar, implementar y aplicar las operaciones de pre-combustión que resulten necesarias para su adecuada atomización y combustión en forma conjunta con los combustibles sólidos o gases que se utilicen complementariamente.



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El horno cementero ha evolucionado más en los últimos 20 años que en

todo el resto de su historia, respondiendo a las exigencias de optimización de costos operativos, aprovechando la apertura tecnológica propiciada por los modernos sistemas de comunicación y preparándose para cumplir el rol que le ha sido reservado como incinerador de basura del futuro.

El futuro ha llegado y el horno cementero del Siglo XXI está preparado para asumir el reto de constituir la solución ecológica de muchos efluentes contaminantes y peligrosos, favoreciendo al mismo tiempo sus costos energéticos. Las complicaciones creadas artificialmente por la tecnología desarrollada

por los fabricantes de equipo para favorecer sus intereses ha sido totalmente superada y todo ha quedado definido en términos técnicos claros y precisos, en el siglo de la simplificación tecnológica. En este curso definimos la tecnología que debe aplicarse en cualquier sistema de producción de clínker, sin ningún tipo de influencia comercial

y con la claridad de conceptos que resulta apropiada para que los ingenieros y técnicos de plantas cementeras nos entiendan, participando activamente en esta revolución del horno cementero hacia su optimización funcional, energética y ecológica. Para facilitar nuevos proyectos con menores costos de inversión y mayores niveles de

productividad y eficiencia energética, así como la adecuación de las plantas cementeras existentes al modelo propuesto, hemos seleccionado 10 parámetros que nos permiten caracterizar el sistema de producción de clínker del siglo XXI.



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15.1 CRUDO DE ALIMENTACIÓN Las características fisicoquímicas del crudo ya no deben introducir problemas al proceso; siempre existirá tiempo suficiente y justificación económica para eliminarlos en las operaciones precedentes, para disponer de un crudo de alimentación teóricamente perfecto en cuanto a composición química y análisis granulométrico. Respecto a componentes químicos principales, los módulos químicos obedecerán a los criterios tradicionales vinculados a los tipos de clínker producidos, el adecuado desarrollo de los procesos de nodulización-clinkerización y la estabilidad de la costra protectora del refractario en la zona crítica del horno. En cuanto a componentes secundarios, respetando al magnesio, el quinto elemento, el módulo de sulfatos - álcalis, tendrá que mantenerse entre 0.8 y 1.2; dentro de estos límites siempre resultará posible evitar la formación de pegaduras que ocasionen atoros en los ciclones y anillos en el horno, regulando adecuadamente las condiciones operativas. Los cloruros no resultan aceptable en un nivel mayor al 0.01%, debiendo si es necesario ―lavar‖ el crudo si resultase necesario. En cuanto a la distribución granulométrica, controlada con granulómetros Laser, deben mantener una composición con menos de 10% de partículas menores a 5 micras y un 20% máximo de partículas mayores a 75 micras (equivalentes a residuo en malla 200 ASTM).



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15.2 PELLETIZACIÓN DEL POLVO RECUPERADO Las partículas menores a 5 micras no pueden ser retenidas por separadores estáticos, por lo cual forman un círculo vicioso entre la última etapa de cicloneo del precalentador y el filtro. Resulta relativamente fácil eliminar esta condición y sus graves consecuencias sobre la capacidad de producción del sistema, la relación crudo – clínker y las posibilidades de cumplir los niveles de control ambiental en cuanto a particulado. El Polvo recuperado no debe recircularse al precalentador sino conducirse a un sistema de pelletización que permita consolidarlo en pequeños pellets de tamaño y características adecuadas para introducirse por la cámara de enlace, integrándose al material en proceso que también formará nódulos en la zona correspondiente del horno, mientras los pellets terminan de descarbonatarse, antes de clinkerizarse todo el conjunto. Los sistemas de pelletización por extrusión y compactación, utilizando una pequeña cantidad de Fuel Oil como aglutinante, nos han producido los mejores resultados. La explicación de porque no se ha implementado una mejora tan importante y simple solamente se explica por la conveniencia del circulo vicioso mencionado para los intereses de los fabricantes de filtros y precalentadores con mayor número de etapas.



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15.3 PRECALENTADOR EN SUSPENSIÓN DE GASES

La eliminación del círculo vicioso formado por el polvo del filtro permite concebir un trabajo eficiente de precalentadores de 4 etapas de intercambio térmico, con una primera etapa formada por ciclones gemelos y cámara de precalcinación. Existen varios arreglos de diseño y dimensionamiento de precalentadores, pero todos se basan en propiciar el mayor tiempo de contacto entre los gases calientes circulando con el polvo crudo en suspensión. El quinto ciclón ya no resulta necesario y el sexto nunca se ha justificado. El control de las curvas de presión (tiro) y temperatura permitirá un efectivo desarrollo del intercambio térmico previsto en el diseño. El material debe ingresar a la cámara de precalcinación a 800°C para asegurar una descarbonatación instantánea. 15.4 CÁMARA DE PRECALCINACIÓN

El formidable concepto de la precalcinación permite hacer coincidir en el espacio adecuado la simbiosis perfecta entre la combustión exotérmica y calcinación fuertemente endotérmica. Al conseguir que las partículas de crudo se mantengan en suspensión en el interior de la llama, todo el calor liberado se insume en la descarbonatación, por lo cual resultarán de fundamental importancia los puntos de llegada al reactor del combustible, el aire terciario y el polvo crudo procedente de la descarga del tercer ciclón.



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La eficiencia de este proceso de penderá del diseño del reactor y de la adecuada operación de la mecánica de fluidos en el precalcinador; para asegurar el nivel de descarbonatación que permita aliviar el trabajo del horno (95%), asegurando la máxima productividad y estabilidad operativa se instalan los alargamientos del ducto que conduce los gases y material hacia el cuarto ciclón (cuellos de ganso y cisne según la dimensión), pero con un adecuado manejo de la dinámica de fluidos en el reactor, disponiendo de los combustibles más adecuados (gas natural) no resultan necesarios, considerando que en el último ciclón también se dispone de tiempo de reacción antes de que se separen gases y material, ascendiendo los primeros por el tubo de inmersión y cayendo el material hacia el interior del horno. Todos los ciclones deben tener tubo de inmersión y placas de distribución del crudo en la corriente de gases. Todos los sistemas de producción de Clínker deben disponer de cámaras de precalcinación. 15.5 EL HORNO CEMENTERO La precalcinación permite al horno cumplir las operaciones y procesos que le corresponden con diseños más adecuados y la mayor eficiencia. En los primeros hornos largos de vía húmeda se realizaban todas las operaciones y procesos de fabricación : secado, calentamiento, transporte, descarbonatación, nodulización, clinkerización y enfriamiento, resultando muy ineficiente para algunos, por ser un pésimo intercambiador de calor. En el Horno del Siglo XXI casi exclusivamente se desarrollan el calentamiento para formación de la fase líquida que permita la nodulización, la clinkerización en el interior de los nódulos y el enfriamiento del clínker para solidificar la fase líquida y consolidar la calidad del clínker producido.



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Desde los hornos super largos se llegó a los hornos super cortos, pero ambos extremos son malos; el horno actual debe ser suficientemente largo para asegurar que se produzca la nodulización antes de la clinkerización. La zona de enfriamiento dependerá de la posición del quemador y adecuada forma de llama. Resulta necesario destacar la importancia del diseño del Cabezal del Horno sobre la estabilidad del sistema. En este punto se debe producir un equilibrio vectorial entre la fuerza que induce al aire de enfriamiento hacia el interior del horno y la que los intenta eliminar por la chimenea del enfriador como aire excedente. El correcto diseño del cabezal debe permitir efectuar esta regulación, manteniendo siempre estable la presión mínima necesaria para poner a disposición del aire primario del quemador, la disponibilidad de suficiente aire secundario para suministrar el oxígeno requerido para la combustión.

15.6 QUEMADOR PRINCIPAL La evolución del diseño del quemador principal ha sufrido muchos cambios desde los iniciales simples tubos que inyectaban carbón transportado por suficiente aire para la combustión desde la molienda directa, hasta sufrir diferentes modificaciones orientadas a proporcionar mayor potencia térmica con cada vez menor proporción de aire primario en sucesivas generaciones de quemadores, siempre problemáticos e ineficientes. Estas condiciones resultaban muy complicadas para la estabilidad operativa y fatales para los refractarios y toda la instalación, representando problemas operativos para el sistema pero grandes negocios para los fabricantes de ladrillos, virolas y proveedores de sistemas para sobrellevar y reparar sus consecuencias.



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En realidad siempre se ha necesitado un solo tipo de llama en cualquier tipo de horno. La más corta y caliente que resulte posible sin dañar el refractario, permitiendo que se produzca la nodulización del material antes de clinkerizar. La forma cónica de la llama obligaba a soltarla (quitarle potencia) para evitar el impacto sobre la costra, alargándola hacia el interior del horno, produciendo un alargamiento de la zona de clinkerización y dando lugar al clínker polvoso y formación de grandes cristales difíciles de moler y lentos para hidratarse en el cemento final. La llama cónica hueca, permitiendo que la llama adpte la forma de un soplete, cerrándose en lugar de abrirse e hinchándose en lugar de ancharse, ha resuelto todos los problemas y eliminado todos los factores de peligro. Al poder concentrar mayor calor en la zona crítica y mantener un adecuado control sobre la forma más conveniente para disponer de una llama potente, caliente y eficiente, además de permitir la nodulización adecuada en el horno favorece la transferencia de calor por radiación, alarga la vida de costra y refractario hasta niveles asintóticos. Las ventajas de disponer de una llama cónica hueca en el horno cementero resulta tan importante que una instalación sin esta condición no podría sobrevivir. Al haber llegado a este punto en cuanto a características de la llama el diseño de quemadores no se complica, sino por el contrario se simplifica totalmente, habiendo llegado a definir con suficiente claridad solamente dos parámetros que permiten establecer diseños adecuados: Potencia Específica en Newtons/Gcal y Swirl (fuerza rotacional) en porcentaje. Todos los quemadores, de cualquier marca y procedencia, se basan en los mismos principios de funcionamiento y criterios de diseño.



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15.7 ENFRIADOR DE PARRILLA

El proceso de clinkerización se produce a temperaturas cercanas a los 1300°C y en el interior del horno solamente debe producirse el enfriamiento suficiente para solidificar la fase líquida, por lo cual el material abandona el horno a unos 1200°C, debiendo enfriarse por tres razones fundamentales: recuperar el calor sensible contenido en el clínker, consolidar la calidad final del producto y proteger los sistemas de transporte y manipuleo posterior del clínker hasta convertirse en cemento. La evolución del diseño de enfriadores también ha formado una larga historia, pasando por los tubulares, los enfriadores de satélites, y diferentes modelos de parrillas con diversas variaciones de los sistemas de accionamiento y control operativo. La simplificación de los conceptos de la combustión que ha producido la Teoría Inorgánica de la Combustión y la conclusión final de la evolución de llamas y quemadores en la llama cónica hueca, han determinado condiciones de composición granulométrica en el clínker producido que permiten asegurar que siempre resultará conveniente utilizar un enfriador de parrilla, disponiendo de diferentes modelos que permiten efectuar la máxima recuperación de calor, consolidar la calidad del clínker con un enfriiamiento violento y proteger los equipos de transporte, entregando el material en condiciones de ser tomado con la mano sin quemarse (60 °C), lo que disminuye las inversiones en materiales y dispositivos/ mecanismos de seguridad.



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15.8 COMBUSTIBLES ALTERNOS EN EL QUEMADOR PRINCIPAL

La simplificación del diseño del quemador y la formación de llama cónica hueca favorecen totalmente la incorporación de combustibles líquidos o pulverizados alternos, permitiendo al horno cementero cumplir su rol de incinerador de residuos combustibles. En este sentido la combustión no representa un factor de contaminación ambiental sino todo lo contrario; no es el problema sino la solución. Todos los materiales combustibles conformados principalmente por carbono e hidrógeno, siempre se disocian antes de reaccionar en forma individual con el oxígeno, formando CO2 y H2O; los materiales orgánicos tóxicos y peligrosos, al combustionar se convertirán en estos mismos componentes inertes, produciendo calor útil y eliminando totalmente sus características tóxicas o peligrosas, pudiendo persistir las provenientes de otros componentes presentes, tales como cloruros, arsénico,cianuro, fluor, etc. Los combustibles alternos pueden incorporarse en el flujo de fuel oil o atomizarse en forma individual o combinada con otros combustibles. El horno cementero puede absorber una gran proporción de impurezas, pero se debe evitar la introducción al horno de elementos demasiado volátiles, tales como los cloruros, que se volatilicen en la zona crítica y se depositen en las zonas frías del sistema, formando ciclos que resultan fatales para el desarrollo del proceso y las condiciones operativas del sistema. Los aceites y residuos industriales que tengan cloruros en su composición deben procesarse en lavadoras centrífugas que los eliminarán aprovechando su solubilidad en agua.



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15.9 COMBUSTIBLES ALTERNOS EN EL HORNO

En sistemas provistos de precalcinación se puede introducir en el horno, por la cámara de enlace preferiblemente, materiales sólidos combustibles que se quemen progresivamente al avanzar con el material en proceso, con impurezas que puedan ser incorporadas al clínker sin afectar sus características o eliminadas con los gases si resultan volatilizablessin que vuelvan a condensarse o sublimizarse antes de abandonar el sistema, Un caso típico que demuestra la capacidad del horno cementero para cumplir el papel de incinerador de basura, es precisamente su capacidad para aprovechar residuos urbanos, debidamente acondicionados. La basura urbana está conformada por una tercera parte de materiales orgánicos combustibles, una tercera parte de agua, el análisis químico del resto podría sorprendernos por ser precisamente Calcio, Sílice, Alúmina y Fierro, los 4 componentes principales del cemento, pero ello no es una afortunada casualidad sino una condición perfectamente explicable por que tales elementos son precisamente los más comunes en la naturaleza, después del oxígeno, hidrógeno y nitrógeno, que también están presentes en los combustibles y el aire. Todos los combustibles que puedan atomizarse deben introducirse por el quemador principal; los materiales que se introduzcan en formas más voluminosas por la cámara de enlace deben también procesarse para facilitar su combustión, eliminación o incorporación al clínker. Se debe evitar confundir la función de incinerador de basura del horno con considerarlo un basurero; la diferencia la establece el hecho de que la utilización de materiales alternos y residuos combustibles en los hornos no debe afectar significativamente el proceso, la calidad del clínker producido y los niveles de limpieza de emisiones s a la atmósfera.



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15.10 AUTOMATIZACIÓN Y CONTROL OPERATI VO Los sistemas de control automatizado operativo inteligente siempre han procurado eliminar la operación manual de los parámetros del sistema, pero aún en los sistemas más eficientes han fracasado, debido principalmente a la dependencia de un número demasiado alto de parámetros operativos variables que deben regularse de acuerdo a objetivos establecidos. La interdependencia mutua entre estos parámetros variables y entre asociaciones de ellos, determina niveles de complejidad operativo que requieren de análisis racional y criterio para tomar decisiones y efectuar cambios. La simplificación que permiten alcanzar en el siglo XXI los puntos tratados en los puntos precedentes, permitirán favorecer totalmente los objetivos de automatización y aplicación de sistemas inteligentes, al reducir radicalmente los parámetros variables y sus rangos de variación. El Horno cementero del Siglo XXI ya podría ser operado por un robot, si aplicamos la tecnología recomendada, basada en la simplificación necesaria, conveniente y adecuada; aunque parezca contradictorio, el factor de mayor importancia para lograrlo será el nivel de tecnificación del personal responsable de su funcionamiento y control operativo.

El horno cementero del siglo XXI se orienta hacia la perfección. Se han eliminado todos los tabúes y descorrido todos los velos que limitaban el acceso a la tecnología, mostrando en forma clara, precisa y directa los equipos que se debe tener y la forma en que se debe operar para conseguir la optimización integral del sistema, incorporando combustibles alternos y residuos tóxicos, cumpliendo su rol de incinerador de basura del futuro, sin que ello signifique convertirlo en un basurero.

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