Combustion

67.30 Combustión 1ra Parte

Dr. Ing. E. Brizuela – Dra. Ing. S. D. Romano Departamento de Ingeniería Mecánica y Naval

Facultad de Ingeniería, UBA

Año 2003

i

INDICE

Introducción a la materia

1. Naturaleza del tema 1

2. Estudio de la combustión 2

3. Algunos sistemas prácticos de la combustión 3

3. 1. Quemadores de gas 3

3. 2. Quemadores con rotación 4

3. 3. Motor de combustión interna ciclo Otto 5

3. 4. Motor Diesel 6

3. 5. Turbina de gas 7

3. 6. Horno industrial 8

3. 7. Caldera a polvo de carbón 9

3. 8. Sistemas de control de incendio 10

3. 9. Incendio de combustibles derramados 10

Unidad I: Conceptos fundamentales

1. 1. Definición de reacción de combustión 12

1. 2. Clasificación de combustibles 12

1. 3. Conceptos básicos 12

1. 4. Propiedades de los combustibles 14

1. 4. 1. Composición 15

1. 4. 2. Poder calorífico 17

1. 4. 3. Viscosidad 17

1. 4. 4. Densidad 18

1. 4. 5. Límite de inflamabilidad 19

1. 4. 6. Punto de inflamación o temperatura de ignición 21

1. 4. 7. Temperatura de combustión 21

1. 4. 8. Contenido de azufre 21

1. 5. Distintos tipos de combustión 22

1. 5. 1. Combustión completa

22

1. 5. 2. Combustión incompleta 22

ii

1. 5. 3. Combustión teórica o estequiométrica 22

1. 5. 4. Combustión con exceso de aire 23

1. 5. 5. Combustión con defecto de aire 23

Unidad II: Análisis de la combustión completa e incompleta

2. 1. Aire 24

2. 2. Reacciones químicas 25

2. 3. Mezclas de gases 26

2. 3. 1. Composición fraccional 26

2. 3. 2. Escalares conservados y fracción de mezcla

27

2. 4. Productos de Combustión 30

2. 4. 1. Casos de combustión técnica 30

2. 5. Combustión completa 31

2. 5. 1. Reacción general 31

2. 5. 2. Problema 1: Combustión sin exceso de aire 31

2. 5. 3. Utilización del programa Combust 34

2. 5. 4. Problema 2: Combustión con exceso de aire 37

2. 6. Combustión con cenizas 37

2. 6. 1. Estequiometría 37

2. 6. 2. Problema 3: Combustión de un combustible líquido

38

2. 7. Combustión incompleta 39

2. 8. Combustión de Ostwald 39

2. 8. 1. Planteo general 39

2. 8. 2. Diagrama de Grebbel 40

2. 8. 3. Diagrama de Ostwald 41

2. 8. 4. Problema 4: Combustión de Ostwald

43

2. 8. 5. Utilización del Programa Comin, opción Ostwald 44

2. 9. Combustión de Kissel 45

2. 9. 1. Planteo general 45

2. 9. 2. Problema 5: Combustión de Kissel 47

iii

2. 9. 3. Utilización del Programa Comin, opción Kissel 48

Unidad III: Termoquímica.

3. 1. Calores estándar de formación 51

3. 2. Leyes termoquímicas 52

3. 3. Calor de reacción 54

3. 4. Cálculo aproximado de la temperatura adiabática de llama 59

3. 5. Ecuación de entalpía 59

Unidad IV: Cinética química

4. 1. Velocidad de reacción 63

4. 2. Orden de reacción 64

4. 3. Constante de velocidad 67

4. 4. Análisis de los datos cinéticos 67

4. 5. Método de integración 68

4. 5. 1. Cinéticas de primer orden 68

4. 5. 2. Cinéticas de segundo orden 70

4. 5. 3. Cinéticas de orden n 72

4. 6. Método diferencial 73

4. 7. Comparación de ambos métodos 75

Unidad V: Teoría de llamas

5. 1. Reacciones de combustión 76

5. 1. 1. Clasificación 76

5. 1. 2. Diferencias 76

5. 2. Clasificación de llamas 77

5. 3. Llamas laminares 78

5. 3. 1. Llamas laminares de difusión

78

5. 3. 1. 1. Mezclado en chorros laminares 79

5. 3. 1. 2. Llamas laminares de difusión de chorro redondo 82

5. 3. 2. Llamas laminares premezcladas 86

5. 3. 2. 1. Introducción 86

iv

5. 3. 2. 2. Estructura y mecanismo de la llama 87

5. 3. 2. 3. Velocidad de llama 89

5. 3. 2. 4. Aerodinámica de la llama 92

5. 4. Llamas turbulentas 94

5. 4. 1. Llamas turbulentas de difusión 94

5. 4. 1. 1. Mezclado de chorros turbulentos 94

5. 4. 1. 1. 1. Introducción 94

5. 4. 1. 1. 2. Estructura de la turbulencia 94

5. 4. 1. 1. 3. Predicción de propiedades promedio 98

5. 4. 1. 2. Llamas de difusión turbulentas 99

5. 4. 1. 2. 1. Teoría del escalar conservado en qca. rápida 99

5. 4. 1. 2. 2. Aplicación al diseño de combustores 103

5. 4. 2. Llamas turbulentas premezcladas 105

5. 4. 2. 1. Introducción 105

5. 4. 2. 2. Llamas estacionarias no confinadas 106

5. 4. 2. 3. Llamas estacionarias confinadas 110

5. 4. 2. 4. Llamas no estacionarias 112

v

Bibliografía

• “La Combustión, teoría y aplicaciones”, Giuliano Salvi. Editorial Dossat S.A., 1968.

• “Procesos de Combustión en Motores de Combustion Interna”, L. Lichty, McGraw

Hill.

• “Teoría de los Motores Térmicos”, Martínez de Vedia y Martínez, CEI La Línea

Recta, 1989.

• “Calderas, tipos, características y funciones”, Carl Shield, Compañía Editorial

Continental (Biblioteca FIUBA: P17147).

• “Steam, its generation and use”, Bacock & Wilcox, USA, 1978.

• “La Combustión”. A. L. Miranda Barreras, R. O. Pujol. Ediciones Ceac, 1996.

• “Manual del Ingeniero Químico”. Perry and Chilton.

• “Elementos de Química – Física”, S. Glasstone, D. Lewis, Editorial El Ateneo,

1983.

• “Principles of Combustion”. K. K. Kuo. J. Wiley & Sons, 1986.

• “Combustion Theory”, F. A. Williams, Addison Wesley, 1985.

• “Combustion, Flames and Explosions of Gases”, B. Lewis and G. Von Elbe,

Academic Press, 1987.

• “Combustion and Mass Transfer”, D. B. Spalding, Pergamon, 1979.

• “Combustion Fundamentals”, R. A. Strehlow, McGraw Hill, 1984.

67.30 - Combustión – Introducción

Dr. Ing. E. Brizuela – Dra. Ing. S. D. Romano

1

INTRODUCCION

1. Naturaleza del tema

El proceso de combustión es probablemente, de todos los procesos químicos, el más

importante, puesto que en él se basa la civilización actual. La diferencia fundamental

entre el hombre civilizado y el primitivo es el consumo de energía. Mientras que el

hombre primitivo consumía muy poca energía por persona y por día (alimentos, leña), el

hombre civilizado consume una enorme cantidad, ya sea directamente (energía

eléctrica, combustible) o indirectamente (plásticos, papel, comunicaciones, vivienda,

vestido, etc.). Los consumos de energía del hombre actual se pueden agrupar en dos

formas básicas: energía eléctrica para la producción de bienes o servicios (producida

mayoritariamente por combustión de combustibles fósiles) y energía química para el

transporte (aprovechada por un proceso de combustión).

Sin embargo, el tema combustión es mucho más amplio. El quemado bajo control de

combustibles en calderas de vapor, o para calentar aire, o para procesos metalúrgicos,

en motores para producir empuje o potencia, en incineradores para destruir residuos,

son ejemplos de combustión. Pero también es combustión el quemado fuera de control

de materiales combustibles en los casos de explosiones de gases y polvos (silos), y en

incendios de bosques, edificios y combustibles líquidos derramados (accidentes).

La variedad de combustibles propiamente dichos y de materiales combustibles es muy

amplia. Podemos citar:

• Madera

• Carbón de leña y de piedra

• Desechos de agricultura

• Nafta, diesel oil, fuel oil, kerosene

• Alcoholes, solventes

• Gas natural, gas licuado de petróleo, gas de agua

• Polvo de cereales, pasto, ramas, leña

• Materiales celulósicos

• Polímeros

• Materiales de construcción, muebles

Entre los combustibles más exóticos podemos citar metales (magnesio, titanio,



2

aluminio) y no metales (boro) y muchos compuestos sumamente complejos

(combustibles de cohetes, explosivos).

El oxidante es normalmente aire, pero incluso así puede no ser aire puro

(postquemadores, incineradores). También puede ser un gas viciado enriquecido con

oxígeno (incineradores). Como oxidantes más exóticos se puede utilizar oxígeno puro

(cohetes), ácido nítrico fumante, peróxido de hidrógeno (agua oxigenada), perclorato de

potasio, flúor, etc.

El desarrollo de calor y la emisión de luz, son las características que distinguen a la

combustión de otras reacciones químicas. Pero más significativo como indicador de

combustión es la asociación directa que existe entre la generación de calor y los flujos

de combustible, oxidante y productos de combustión. El acople entre estas variables es

lo que define un problema de combustión. Por lo tanto, la práctica de este tema requiere

sólidas bases en termodinámica, mecánica de los fluídos, transferencia de calor (en

todas sus manifestaciones), transferencia de masa y cinética química. La combustión es

una disciplina que requiere un alto grado de conocimiento y dedicación.

Por otra parte, la sociedad incrementa constantemente su demanda de energía, y, al

mismo tiempo, exige mayor eficiencia y menor daño al medio ambiente en la

producción de esa energía. Es así que existe una demanda creciente de ingenieros y

científicos capaces de comprender, controlar y mejorar los procesos de combustión.

2. Estudio de la combustión

Como en toda área de las ciencias naturales existen estudios teóricos y experimentales

sobre el tema combustión.

Comenzando por el primero, una grave dificultad es que en la mayoría de las

situaciones prácticas el flujo es turbulento. Las dificultades de tratamiento de flujos

turbulentos acopladas a las características mencionadas anteriormente (cinética,

entorno, transferencia de calor) han provocado que el progreso de esta rama no haya

sido tan rápido como sería de desear. El diseño de sistemas de combustión y de control

de contaminantes tradicionalmente se ha basado en métodos empíricos, experiencia y

experimentación práctica. Los modelos físicos y matemáticos que se han usado han sido

de rango de aplicación limitado y de formulación básica. El tema ha sido tratado

fundamentalmente desde el punto de vista tecnológico, donde la cuestión principal es



3

una de técnicas o “cómo hacerlo”.

Paralelamente, ha habido un lento desarrollo de la ciencia de la combustión, y algún

progreso en contestar los “porqué” más que los “cómo”. Recién en los últimos años se

ha producido un progreso significativo con el desarrollo de descripciones matemáticas

más completas, o sea, modelos de fenómenos de combustión. Estos modelos ya

permiten el análisis detallado del flujo, la transferencia de calor y la distribución

espacial de las velocidades de reacción dentro de un sistema, aunque aún no son lo

suficientemente versátiles, ni han sido validados experimentalmente a un grado

suficiente, como para permitir a un ingeniero especialista en combustión que los utilice

para optimizar un combustor o planta de quemado sin recurrir a datos experimentales,

fórmulas empíricas o experiencia previa. Sin embargo, estos modelos resultan muy

útiles en la etapa de diseño, pues permiten analizar rápida y económicamente la

influencia de los cambios en la geometría, las condiciones de entrada, etc, en forma

paramétrica.

Es por esto que uno de los objetivos primordiales de la investigación en combustión es

mejorar la performance de los modelos matemáticos de la combustión.

3. Algunos sistemas prácticos de la combustión

3.1. Quemadores de gas

Muchos quemadores domésticos y algunos industriales usan llamas estabilizadas en la

tobera, en una modificación del quemador Bunsen tradicional (Figura 1).

Figura 1: Quemador doméstico de gas

El gas combustible induce su propia provisión de aire por un proceso de eyector



4

(regulado por el registro), y los reactantes están premezclados al llegar a las toberas de

quemado. La llama es estabilizada por la pérdida de calor al cuerpo del quemador.

En estos quemadores son de especial interés los problemas de:

• Velocidad de la llama

• Estabilización de la llama (soplado y retroceso)

• Radiación

• Ruido

• Emisión de contaminantes, especialmente NOx.

3.2. Quemadores con rotación

Muchos quemadores de hornos y calderas, a gas o a gasoil, producen llamas

estabilizadas por rotación. El aire, que es forzado por un soplador, recibe un

movimiento de rotación que sirve para estabilizar una zona de recirculación toroidal en

el centro del vórtice. El toroide de recirculación promueve la mezcla y reduce la

velocidad del flujo, estabilizando la llama (Figura 2).

Figura 2: Quemador industrial con rotación y toroide de recirculación

Los puntos de interés incluyen:



5

• Estabilidad de la llama

• Evaporación y quemado de gotas (gasoil y fueloil)

• Mezclado de aire y combustible

• Largo de la llama

• Radiación

• Emisión de contaminantes, particularmente NOx y humo/ hollín.

3.3. Motor de combustión interna ciclo Otto

En estos sistemas una llama de alto grado de turbulencia avanza a través de la mezcla de

aire y combustible (Figura 3).

Se produce aún mayor compresión de la mezcla a medida que avanza el frente de llama,

dando origen a problemas de preignición y detonación. Los problemas a estudiar

incluyen:

• Uniformidad espacial y temporal de la mezcla aire-combustible

• Uniformidad de encendido ciclo a ciclo

• Velocidad de la llama turbulenta

• Detonación

• Emisión de contaminantes, incluyendo CO, NOx, HC y partículas sólidas.



6

Figura 3: Avance del frente de llama en el cilindro (encendido lateral)

3.4. Motor Diesel

En este motor se rocía el combustible en el seno del aire a alta presión y temperatura,

con lo que se produce autoignición. La llama toma la forma de un chorro o pincel de

fuego (Figura 4).



7

Figura 4: Combustión en el motor Diesel

Los problemas a estudiar incluyen:

• Evaporación y autoignición del combustible evaporado inicialmente

• Combustión del rocío de combustible, calidad de mezcla

• Combustión completa

• Emisión de contaminantes, especialmente NOx.

3.5. Turbina de gas

Aquí, el combustible es rociado y quema en aproximadamente un cuarto del caudal de

aire. El resto del aire se añade luego para diluír los productos de combustión y rebajar la

temperatura hasta la temperatura de entrada a la turbina (TIT) deseada (Figura 5).

Figura 5: Cámara de combustión de turbina de gas



8

Problemas de combustión:

• Obtener una alta intensidad de combustión

• Estabilidad cubriendo un amplio rango de presiones

• Combustión de rocíos

• Obtener altos niveles de turbulencia con bajas pérdidas de presión

• Emisión de contaminantes, especialmente humo, NOx, y en ralentí, CO y HC.

3.6. Horno industrial

La Figura 6 muestra un horno industrial típico. Una llama larga y luminosa provee el

calor necesario para secar el mineral. Los hornos metalúrgicos de reverbero tienen una

disposición similar.

Figura 6: Horno de secado

Los problemas típicos son:

• Formación de hollín para proveer luminosidad

• Mezcla de aire y combustible

• Transferencia de calor, convectivo y por radiación

• Quemado del hollín de escape

• Emisión de contaminantes, especialmente partículas y CO.

3.7. Caldera a polvo de carbón



9

La Figura 7 muestra una caldera de alimentación por las esquinas. El carbón

pulverizado se inyecta por medio de una corriente de aire primario. Arriba y debajo de

las bocas de entrada de carbón hay inyectores de aire secundario.

Figura 7: Caldera de polvo de carbón de tipo torbellino

Los componentes volátiles del carbón se pirolizan cerca del punto de inyección, dando

origen a la llama. El carbón sólido se quema en el centro del horno, radiando calor a las

paredes de tubos. Los problemas a considerar son:

• Estabilidad de la llama

• Quemado total de las partículas de carbón

• Transferencia de calor

• Emisión de contaminantes, especialmente ceniza, hollín, NOx y SOx.

• Acumulación de escoria

3.8. Sistemas de control de incendio



10

El fuego en un espacio confinado produce una columna de llama, humo y gases

calientes que se despliega al llegar al cielorraso (Figura 8).

Figura 8: Fuego doméstico y rociadores

La radiación de la llama piroliza el combustible en la base del fuego, y puede causar la

ignición de otros objetos. El desarrollo del fuego es controlado en última instancia por

las características de las entradas de aire (ventanas, orificios). Los problemas de

combustión incluyen:

• Velocidad de crecimiento de fuego

• Pasaje de fuego a otras habitaciones

• Ubicación de detectores de humo

• Diseño de sistemas rociadores

3.9. Incendio de combustibles derramados

El desarrollo de fuego sobre una superficie de combustible derramado es un problema

de importancia creciente. La Figura 9 muestra el crecimiento de un fuego sobre

combustible semilíquido derramado.

Los puntos más importantes incluyen:

• Velocidad de crecimiento de fuego

• Radiación e ignición de otros objetos

• Mecanismos de extinción



11

Figura 9: Quemado de combustible derramado

67.30 - Combustión – Unidad I


12

Unidad I

1. 1. Definición de reacción de combustión

La reacción de combustión se basa en la reacción química exotérmica de una sustancia

(o una mezcla de ellas) denominada combustible, con el oxígeno. Como consecuencia

de la reacción de combustión se tiene la formación de una llama. Dicha llama es una

masa gaseosa incandescente que emite luz y calor.

1. 2. Clasificación de combustibles

Los combustibles se clasifican teniendo en cuenta su estado de agregación en sólidos,

líquidos y gaseosos. Un ejemplo de combustible sólido es el carbón o la madera. Un

ejemplo de combustible líquido es el gasóleo, y de combustibles gaseosos, el propano y

el gas natural.

Los combustibles fósiles son aquellos que provienen de restos orgánicos vegetales y

animales y se extraen de la naturaleza. Un ejemplo es el petróleo, que si bien es un

combustible, no se utiliza directamente como tal, sino como excelente materia prima de

muchos combustibles, como el kerosene o las naftas.

1. 3. Conceptos básicos

La combustión puede llevarse a cabo directamente con el oxígeno o con una mezcla de

sustancias que contengan oxígeno. Esta mezcla de sustancias que contiene oxígeno se

denomina comburente. El aire es el comburente más usual.

Si se supone (caso más común) que la combustión se realiza con aire, la reacción

química que se debe plantear es la del proceso por el cual el combustible reacciona con

el aire para formar los productos correspondientes, es decir,

Combustible + Aire = Productos

Una forma general de plantear una reacción química es la siguiente:

a A + b B = c C + d D



13

donde las letras escritas en mayúsculas indican las sustancias químicas y las minúsculas

indican la cantidad de moles de dichas sustancias.

Se denominan genéricamente reactantes a las sustancias escritas antes del signo igual (A

y B) y productos a las escritas detrás (C y D).

Como se indicó anteriormente, la combustión es una reacción de oxidación exotérmica.

Esto significa que durante la reacción se libera calor. La variación de entalpía que

acompaña a la combustión completa de un mol de un compuesto se denomina calor de

combustión. Este calor de combustión puede determinarse tanto en forma experimental

como por medio de cálculos (teniendo en cuenta las entalpías de los reactivos y

productos).

La reacción química entre el combustible y el oxígeno origina sustancias gaseosas. Los

productos más comunes son CO2 y H2O. A los productos de una reacción de

combustión se los denomina, en forma genérica, humos.

Es importante hacer notar que el combustible sólo reacciona con el oxígeno del aire. La

composición del aire es 20.99% de O2, 78.03% de N2, 0.94% de Ar (argón), 0.03% de

CO2 y 0.01% de H2. Debido a que ni el N2 ni el Ar reaccionan durante la combustión,

se los suele agrupar considerando que el aire está formado por 21% de O2 y 79% de N2.

Por lo tanto, el N2 pasará íntegramente a los humos.

Se puede dar el caso en que el combustible esté formado por una mezcla de sustancias

entre las cuales hay una o más que no reaccionan con el O2, por ejemplo SO2. En este

caso, estas sustancias también pasarán en forma completa a los humos.

Otro caso en que parte de algún reactivo pasa al producto es cuando hay más aire del

que se necesita para la combustión; el O2 que no se utiliza en la reacción formará parte

de los humos. Se habla entonces de reacciones con exceso de aire.

Por último, es útil indicar que los humos pueden contener parte del combustible que no

haya reaccionado y sustancias con un grado de oxidación incompleto, como el CO.

Cuando el O2 que se necesita para la reacción no es suficiente, se habla de reacciones

con defecto de aire.

En la Tabla I.1 se indican las sustancias más comunes que se pueden encontrar en los

humos.

El objetivo principal de estudiar los procesos de combustión es contar con los

conocimientos necesarios para introducir mejoras y lograr controlar una combustión

eficiente, económica y limpia (sin contaminantes).



14

Fórmula

Química

Nombre Procedencia principal Otras procedencias

CO2 Dióxido

De carbono

Combustión de sustancias

que contienen C.

Componente no combustible del

combustible.

H2O Vapor de

agua

Combustión de sustancias

que contienen H2.

Combustible húmedo

N2 Nitrógeno Aire. Componente no combustible del

combustible.

O2 Oxígeno Combustión realizada con

aire en exceso.

Un gas combustible puede tener O2

en su composición.

CO Monóxido

de carbono

Combustión realizada con

aire en defecto.

Un gas combustible puede tener CO

en su composición.

H2 Hidrógeno Combustión realizada con

aire en defecto.

C Carbono

(hollín)

Combustión realizada con

aire en defecto.

SO2 Dióxido

De Azufre

Presencia de S en el

combustible.

Un gas combustible puede tener

SO2 en su composición.

Tabla I. 1 Sustancias que se pueden encontrar en los humos.

1. 4. Propiedades de los combustibles

Las propiedades más importantes que caracterizan a los combustibles son:

• Composición.

• Poder calorífico.

• Viscosidad.

• Densidad.

• Límite de inflamabilidad.

• Punto de inflamabilidad o temperatura de ignición.

• Temperatura de combustión.

• Contenido de azufre.



15

1. 4. 1. Composición

La composición de un combustible es fundamental para poder determinar los

parámetros estequiométricos característicos de la reacción de combustión. Además,

establece si el mismo es apto o no para el uso que se requiere, en función de la

presencia de componentes que puedan ser nocivos o contaminantes.

La forma habitual de indicar la composición de un gas es como porcentaje en volumen

de cada uno de sus componentes, en condiciones normales de temperatura y presión. Si

se expresa este porcentaje relativo al 100% total, se obtiene la fracción molar, xi. Por lo

tanto, si el combustible gaseoso tiene n componentes deberá cumplirse que

i

n

ix=∑ =

11 (1.1)

La unidad es [ ]ecombustibldemol

icomponentedelmolxi =

Los componentes más habituales en un combustible gaseoso son:

• Hidrocarburos, de fórmula genérica CnHm

• Dióxido de carbono: CO2.

• Monóxido de carbono: CO.

• Hidrógeno: H2.

• Oxígeno: O2.

• Nitrógeno: N2.

• Dióxido de azufre: SO2.

• Sulfuro de hidrógeno: SH2.

• Vapor de agua: H2O.

En las Tablas I.2, I.3. a y b, se muestra la composición de un gas natural y de dos GLP

(gas licuado de petróleo), respectivamente. Estas composiciones no son fijas ni

constantes, sino que dependen de la muestra analizada y de la partida de combustible.



16

i xi

N2 0.0071

CH4 (metano) 0.8425

C2H6 (etano) 0.1477

C3H8 (propano) 0.0025

i C4H10 (iso butano) 0.0001

n C4H10 (normal butano) 0.0001

Tabla I. 2 Gas natural: fracciones molares.

i xi

C2H6 0.0056

C3H8 0.9763

i C4H10 0.0094

n C4H10 0.0086

Tabla I.3.a Propano comercial: fracciones molares.

i xi

C2H6 0.00026

C3H8 0.0187

i C4H10 0.0810

n C4H10 0.8933

i C5H12 (iso pentano) 0.0055

n C5H12 (normal pentano) 0.00031

Tabla I.3.b Butano comercial: fracciones molares.

Si se trata de un combustible sólido o líquido, lo más usual es indicar la masa de los n

componentes referida a un kilogramo de combustible. En consecuencia, si el

combustible sólido o líquido tiene n componentes deberá cumplirse que



17

11

=∑=

i

n

iy (1.2)

La unidad es [ ]cenizasconecombustibldemasa

icomponentedelmasayi =

Muchas veces se suele expresar la composición seca del combustible; es decir, relativa a

la masa de combustible sin agua. Llamando yi’ a la fracción másica de combustible sin

agua, se tiene que

aii y

yy−

=1

1' (1.3)

siendo ya la fracción másica de agua.

En la Tabla I.4 se muestra la composición dos líquidos combustibles.

Sustancias Fuelóleo Gasóleo

C 0.846 0.860

H 0.097 0.111

S 0.027 0.008

O 0.000 0.000

N 0.010 0.010

H2O 0.015 0.010

cenizas 0.005 0.001

Tabla I.4 Composiciones en kg.

1. 4. 2. Poder calorífico.

El poder calorífico de un combustible es la cantidad de energía desprendida en la

reacción de combustión, referida a la unidad de masa de combustible.

1. 4. 3. Viscosidad

La viscosidad es una propiedad intensiva (no depende de la cantidad de muestra que se

tome para su estudio) que tiene importancia para combustibles líquidos. Su

determinación se hace en forma experimental.



18

1. 4. 4. Densidad

La densidad es otra propiedad intensiva que se determina experimentalmente.

En el caso de combustibles gaseosos se utilizan tanto la densidad absoluta (kg/m3) como

la relativa al aire (adimensional), definida como

ρρρr

a=

siendo ρ la densidad absoluta del gas y ρa la densidad absoluta del aire, ambas medidas

en las mismas condiciones de temperatura y presión.

La densidad relativa tiene mucha importancia por el hecho de que determina, por

ejemplo, si el gas se acumula en el techo o en el suelo, en caso de una fuga en un local

cerrado.

La densidad absoluta del aire, en condiciones normales (0ºC y 1atm), es de 3/287.1 mkga =ρ

En las Tablas I.5 y I.6 se muestran valores medios orientativos de las densidades de los

principales combustibles gaseosos.

Gases combustibles Densidad absoluta (kg/m3) Densidad relativa

Gas natural 0.802 0.62

Butano comercial 2.625 2.03

Propano comercial 2.095 1.62

Propano metalúrgico 2.030 1.57

Tabla I.5 Densidad absoluta y relativa de combustibles comerciales.

Si un combustible está formado por n componentes, cuyas densidades relativas son ρri,

se puede calcular la densidad relativa media del combustible gaseoso, como:

ir

n

iir x ρρ ∑

=

=1

(1.4)

Otra unidad de densidad que se utiliza normalmente, son los grados API (G). La

relación que existe entre ρ (SI: kg/m3) y G (ºAPI) es:

G = −1415

1315.

.ρ

(1.5)



19

Gases Densidad

absoluta (kg/m3)

Densidad

relativa

Aire 1.293 1

H2 0.089 0.069

CH4 0.716 0.554

C2H6 1.356 1.049

C3H8 2.020 1.562

i C4H10 2.669 2.064

n C4H10 2.704 2.091

C5H12 3.298 2.551

CO2 1.973 1.526

N2 1.250 0.967

CO 1.250 0.967

O2 1.429 1.105

NH3 (Amoníaco) 0.767 0.593

SO2 2.894 2.238

SH2 1.530 1.183

H2O 0.804 0.622

Tabla I.6 Densidad absoluta y relativa de sustancias gaseosas.

1. 4. 5. Límite de inflamabilidad

Esta propiedad se utiliza en combustibles gaseosos. Establece la proporción de gas y

aire necesaria para que se produzca la combustión, mediante un límite inferior y uno

superior.

Los gases más inflamables son el H2 y el C2H2 (acetileno).

En la Tabla 1.7 se muestran los límites inferiores y superiores de distintos gases

combustibles. Por ejemplo, una mezcla de NH3 y aire es inflamable si contiene un

porcentaje de NH3 comprendido entre 15.5 y 27% V/V.



20

Gases Límites de inflamabilidad

Fórmula (nombre) Inferior (% vol/ vol) Superior (% vol/ vol)

H2 4.0 75.0

CH4 5.0 15.0

C2H6 3.2 12.45

C3H8 2.4 9.5

i C4H10 1.8 8.4

n C4H10 1.9 8.4

C5H12 (Pentano) 1.4 7.8

C6H14 (Hexano) 1.25 6.9

C7H16 (Heptano) 1.0 6.0

C2H4 (Etileno) 3.05 28.6

C3H6 (Propileno) 2.0 11.1

C4H6 (Butadieno) 2.0 11.5

C2H2 (Acetileno) 2.5 81.0

C6H6 (Benceno) 1.4 6.75

CO 12.5 74.2

NH3 15.5 27.0

SH2 4.3 45.5

Tabla I.7 Límites de inflamabilidad de sustancias gaseosas.

Si se quiere determinar los límites de inflamabilidad de una mezcla gaseosa, se puede

utilizar la siguiente ecuación:

∑=

= n

i i

i

Lx

L

1

1 (1.6)

siendo xi la fracción molar del componente i y Li el límite de inflamabilidad de dicho

componente.



21

1. 4. 6. Punto de inflamación o temperatura de ignición.

Para que se produzca la reacción de combustión, la mezcla de combustible y

comburente debe alcanzar una temperatura mínima necesaria, que recibe el nombre de

punto de inflamación o temperatura de ignición. Una vez que se alcanza dicha

temperatura, el calor producido mantendrá la temperatura por encima de la de ignición y

la reacción continuará hasta que se agote el combustible o el comburente.

El punto de inflamación depende del comburente.

1. 4. 7. Temperatura de combustión.

Otra temperatura importante es la temperatura de combustión o temperatura máxima de

llama que se alcanza durante el proceso de combustión.

1. 4. 8. Contenido de azufre.

Es importante conocer el contenido de S de los combustibles ya que esto determina la

cantidad de SO2 que aparecerá en los humos, como resultado de la combustión.

El SO2 se oxida lentamente a SO3 (trióxido de azufre) que es el responsable de las

llamadas lluvias ácidas. Una forma de reducir la formación de SO3 es controlar el

exceso de aire, de forma tal que se emplee el “mínimo” exceso de aire posible.

Las reacciones de oxidación del S y SH2 son las siguientes:

- En la combustión

22 SOOS =+ (1.7)

SH O SO H O2 2 2 232

+ = + (1.8)

- En la atmósfera

SO O SO2 2 312

+ = (1.9)

SO H O H SO3 2 2 4+ = (1.10)

siendo el H2SO4, ácido sulfúrico.



22

1. 5. Distintos tipos de combustión

Los procesos de combustión se pueden clasificar en:

• Combustión completa.

• Combustión incompleta.

• Combustión teórica o estequiométrica.

• Combustión con exceso de aire.

• Combustión con defecto de aire.

1. 5. 1. Combustión completa.

Las sustancias combustibles del combustible se queman hasta el máximo grado posible

de oxidación. En consecuencia, no habrá sustancias combustibles en los humos. En los

productos de la combustión se puede encontrar N2, CO2, H2O y SO2.

1. 5. 2. Combustión incompleta.

Sucede lo contrario que en la combustión completa. O sea, como el combustible no se

oxida completamente, se forman sustancias que todavía pueden seguir oxidándose; por

ejemplo, CO. Estas sustancias se denominan inquemados. La presencia de inquemados

indica que la combustión se está realizando en forma incompleta.

Otros inquemados pueden ser H2, CnHm, H2S y C. Estas sustancias son los

contaminantes más comunes que escapan a la atmósfera en los gases de combustión.

1. 5. 3. Combustión teórica o estequiométrica.

Es la combustión que se realiza con la cantidad teórica de oxígeno estrictamente

necesaria para producir la oxidación total del combustible sin que se produzcan

inquemados. En consecuencia, no se encuentra O2 en los humos, ya que dicho O2 se

consumió totalmente durante la combustión.

Esta combustión se denomina teórica porque en la práctica siempre se producen

inquemados, aunque sea en muy pequeña proporción.



23

1. 5. 4. Combustión con exceso de aire.

Es la combustión que se lleva a cabo con una cantidad de aire superior a la

estequiométrica. Esta combustión tiende a no producir inquemados. Es típica la

presencia de O2 en los humos.

Si bien la incorporación de aire permite evitar la combustión incompleta y la formación

de inquemados, trae aparejada la pérdida de calor en los productos de combustión,

reduciendo la temperatura de combustión, la eficiencia y la longitud de llama.

1. 5. 5. Combustión con defecto de aire.

En esta combustión, el aire disponible es menor que el necesario para que se produzca

la oxidación total del combustible. Por lo tanto, se producen inquemados.

67.30 - Combustión - Unidad II


24

Unidad II: Análisis de la combustión completa e incompleta

2. 1. Aire El aire que se usa en las reacciones de combustión es el aire atmosférico. Ya se dijo en la

Unidad I que, debido a que ni el N2 ni los gases inertes del aire reaccionan durante la

combustión, se los suele agrupar, y se considera que el aire está formado por 21% de O2 y

79% de N2. Es decir, que 1 kmol de aire contiene 0.21 kmol de O2 y 0.79 kmol de N2. En

consecuencia, para obtener 1 kmol de O2 se necesitan 4.762 kmol de aire.

La masa molecular (Wa) promedio de este aire, llamado comúnmente aire técnico

simplificado (ATS) es Wa = 28.85 kg/kmol. Por lo tanto, si expresamos las relaciones

anteriores en kg en vez de kmol, estas cantidades serán distintas. Un kg de aire contiene

0.233 kg de O2 y 0.766 kg de N2. La cantidad de aire necesaria para obtener 1 kg de O2 es

de 4.292kg de aire.

Todos estos datos, que se utilizan en la combustión con ATS, se resumen en la Tabla II.1.

Cantidad de aire Composición

1 kmol 0.79 kmol N2 0.21 kmol O2

4.762 kmol 3.762 kmol N2 1 kmol O2

1 kg 0.767 kg N2 0.233 kg O2

4.292 kg 3.292 kg N2 1 kg O2

Tabla II.1

En la Tabla II.2 se indican algunas propiedades del ATS, a 0ºC y 101325 kPa (1atm).

Símbolo Valor Unidad

Masa Molecular Wa 28.85 kg/ kmol

Densidad ρa 1.287 kg/ m3

Tabla II.2 Propiedades del ATS



25

2. 2. Reacciones químicas

Las principales reacciones químicas que se utilizan para estudiar un proceso de

combustión, se muestran en la Tabla II.3. Dichas reacciones corresponden a reacciones

completas de sustancias que pueden pertenecer a un combustible sólido, líquido o gaseoso.

Es importante hacer notar que las reacciones fueron planteadas para 1 kmol de combustible

y se ha utilizado oxígeno puro como comburente.

C + O2 = CO2

CO + 1/2 O2 = CO2

H2 + 1/2 O2 = H2O

S + O2 = SO2

SH2 + 3/2 O2 = SO2 + H2 O

CnHm + (m/4 + n) O2 = n CO2 + m/2 H2O

Tabla II.3 Principales reacciones químicas en Combustión

En la tabla II.4 se indican las masas moleculares de las principales sustancias que

intervienen en las reacciones de combustión.

Componente Masa Molecular (kg/ kmol) O2 32 N2 28 H2 2 S 32 C 12

CO 28 CO2 44 SO2 64

CnHm 12 n + m H2O 18 SH2 34

Tabla II.4 Masas Moleculares



26

2. 3. Mezclas de gases

2. 3. 1. Composición fraccional

Sea una mezcla de i gases de los cuales, en un volumen de control V haya ni moles de cada

uno. Definimos la fracción molar:

nn

nn

x i

i

ii =

∑= (2.1)

Si las masas moleculares de los gases son Wi, definimos la fracción de masa

mm

WnWn

y i

ii

iii =

∑= (2.2)

donde m indica la cantidad de masa total en el volumen de control.

De las expresiones anteriores:

WWxy i

ii = (2.3)

Luego, como por definición ∑ ∑ == 1ii yx , resulta:

∑=i

i

Wy

W1 (2.4)

y también

∑= iiWxW (2.5)

Las expresiones anteriores nos permiten calcular la composición fraccional en peso (yi) y

en volumen (xi) de la mezcla, así como el número de moles n y la masa molecular de la

mezcla W.

La presión parcial se relaciona con la densidad parcial de cada componente de la mezcla

por

TW

pi

iiℜ

= ρ (2.6)

siendo ρi = mi / V.

Luego, como

ppx ii /= (2.7)

y TW

p ℜ= ρ (2.8)

resulta



27

ρρ ii y= (2.9)

y también

∑= ii yρρ (2.10)

con lo que podemos obtener las presiones y densidades de los componentes y de la mezcla.

Otra manera de expresar la composición de la mezcla es por medio de las concentraciones,

medidas en moles por unidad de volumen:

[ ]i

ii

i

ii

WWx

Wy

Vn

iρρ

ρ ==== (2.11)

La suma de las concentraciones no es igual a uno:

[ ] 1≠ℜ

===∑=∑Tp

WVn

Vn

i i ρ (2.12)

2. 3. 2. Escalares conservados y fracción de mezcla

Las fracciones tanto molares como de masa, y las concentraciones varían no sólo de punto

a punto en el campo de combustión sino que también varían con el progreso de las

reacciones de combustión. Estas son variables escalares (no vectoriales como las

velocidades o los flujos) no-conservadas en la combustión.

Existen otros escalares que, si bien varían punto a punto, no son afectados por la

combustión. Tales escalares conservados sólo pueden ser modificados por la adición o

sustracción física de los mismos.

Un ejemplo de escalar conservado es el número de átomos de los elementos de la tabla

periódica que, salvando reacciones nucleares, no cambia por las reacciones químicas. Otro

escalar conservado más complejo es la energía total contenida en el volumen de control

que sólo puede alterarse por la adición o sustracción de calor o trabajo.

Las combinaciones lineales de escalares conservados con coeficientes constantes son

también escalares conservados. Luego, si β es un escalar conservado, también lo será

21

2

ββββ

−− (2.13)

donde 1 y 2 identifican dos corrientes que se mezclan (ej., combustible y oxidante) . Los

valores del escalar en las dos corrientes de entrada son constantes conocidas del problema.

En el caso de una sola corriente (ej., combustión de gases premezclados), los escalares

conservados toman un único e inalterable valor (el de entrada) en todo el campo de

combustión para cualquier grado de progreso de la combustión.



28

Un escalar definido por la relación (2.13) se denomina escalar normalizado, y toma todos

los valores entre 0 y 1, siendo 0en la corriente 2 y 1 en la corriente 1. El más importante de

todos los escalares normalizados es la fracción de mezcla, definida como la cantidad de

masa proveniente de la corriente 1 en el volumen de control. Como la cantidad de masa no

es más que la suma de los átomos de los elementos, que son escalares conservados, la

fracción de mezcla también lo es.

Para la combustión no premezclada se adopta la convención de indicar con 1 a la corriente

de combustible y con 2 a la de comburente, por lo que la fracción de mezcla f representa la

cantidad de combustible, quemado o sin quemar, en el volumen de control. En la

combustión premezclada, la fracción de mezcla es igual a la fracción de masa del

combustible en la corriente de entrada.

La fracción de mezcla puede determinarse de varias maneras. Por ejemplo, si se conoce la

proporción en peso del carbono en la mezcla, dado que se conoce la proporción en peso del

carbono en el combustible,

fmm

mezcla

comb ==ecombustibl elen C de (%) Proporción

mezcla laen C de (%) Proporción (2.14)

Un valor importante de la fracción de mezcla es el estequiométrico. Si escribimos la

reacción estequiométrica para un mol de combustible:

ProductosAire*eCombustibl*1 A ⇒+ n (2.15)

tendremos

C

AAAC

C

WWnmm

mf

+=

+=

1

1 (2.16)

Por ejemplo, para el metano, Wc = 16 g/gmol, nA=2 * 4.762 y resulta fe = 0.055.

La mezcla en cualquier punto y grado de progreso de la combustión puede describirse por

ProductosAire*neCombustibl*1 A ⇒+φ

, (2.17)

donde la equivalencia o riqueza de la mezcla es φ , siendo ∞≤≤ φ0 . Los límites 0 e

infinito coinciden con las corrientes de aire y combustible respectivamente, y 1=φ

corresponde a la mezcla estequiométrica. Luego,

C

AAAC

C

WWnmm

mf

φ+

=+

=1

1 (2.18)



29

Sustituyendo y operando:

ee

e

ffff

φφ

+−=

1 (2.19)

La riqueza de la mezcla puede deducirse, por ejemplo, comparando los números de átomos

(concentraciones molares) de Nitrógeno y Carbono en una muestra, y de allí obtener la

fracción de mezcla.

Un ejemplo sencillo de aplicación de la fracción de mezcla es el cálculo aproximado de la

temperatura adiabática de llama. De sus definiciones, la diferencia entre la fracción de

mezcla y la fracción de masa del combustible es la cantidad de combustible quemado.

Luego, si Hc es el calor de combustión por unidad de masa de combustible, el incremento

de temperatura vendrá dado por:

( ) TCHcyf pc ∆=− (2.20)



30

2. 4. Productos de Combustión

2. 4. 1. Casos de combustión técnica

La combustión de hidrocarburos en aire involucra centenares de reacciones químicas

elementales y decenas de especies químicas. El cálculo de tales problemas está fuera del

alcance del ingeniero de diseño o de operación de una planta térmica, por lo que se

plantean casos simplificados de combustión denominada técnica, basados en el análisis de

la reacción de un solo paso como en la ecuación (2.17)

Considerando la riqueza de la mezcla se presentan tres casos:

1. Combustión con exceso de combustible (combustión rica)

2. Combustión estequiométrica

3. Combustión con exceso de aire (combustión pobre)

Los productos de la combustión de los hidrocarburos en aire se denominan genéricamente

humos, y están constituídos por dióxido de carbono, agua y el nitrógeno del aire,

comúnmente denominado balasto. En los casos de combustión rica o pobre aparecerán

también entre los productos de combustión el combustible (rica) o el aire (pobre) que haya

en exceso.

Estos casos, en los que sólo aparecen las especies mencionadas, se denominan de

combustión completa.

Como se menciona más arriba, se forman en la combustión muchas otras especies, y

ocasionalmente algunas de ellas aparecen entre los productos. Estos son casos de

combustión incompleta. En el análisis técnico se analizan solamente dos casos que son de

interés económico y ambiental de acuerdo a si:

1. Los humos contienen monóxido de carbono CO (combustión de Ostwald)

2. Los humos contienen CO e Hidrógeno molecular H2 (combustión de Kissel)

Ambos casos pueden presentarse para distintos valores de riqueza de mezcla.



31

2. 5. Combustión completa

2. 5. 1. Reacción general

Para el hidrocarburo de composición general CnHm escribimos la reacción de combustión

completa estequiométrica:

( )( ) ( ) 2762.34/2222762.324/ NmnOHmnCONOmnmHnC +++=+++ (2.21)

para la combustión con exceso de combustible:

( ) ( ) ( )1 ;

112762.3

4/2222762.32

4/>−+

+++=+

++

φ

φφφφφ mHnCNmn

OHm

COn

NOmn

mHnC

(2.22)

y con exceso de aire:

( ) ( ) ( ) ( ) 1 ;11

22762.34/2222762.324/

<−++++⇒++

+

φ

φφONmnOH

mnCONO

mnmHnC

(2.23)

Con las relaciones del párrafo 2.3 podemos calcular la composición de los productos de

combustión para cualquier valor de la riqueza de mezcla o la fracción de mezcla. La

composición fraccional de los humos puede computarse asumiendo el agua en estado de

vapor (humos húmedos) o condensada (humos secos).

2. 5. 2. Problema 1: Combustión sin exceso de aire

Calcular la composición de los humos en la combustión completa estequiométrica del

combustible cuya composición molar se detalla:

CH4 45%

H2 35%

CO 15%

O2 2%

N2 3%

Composición del combustible gaseoso



32

Planteamos las reacciones:

CH4 + 2 (O2 + 3.762 N2) = CO2 + 2 H2O + 2*3.762 N2 0.45

H2 + ½ (O2 + 3.762 N2) = H2O + ½ 3.762 N2 0.35

CO + ½ (O2 + 3.762 N2) = CO2 + ½ 3.762 N2 0.15

O2 ⇒ O2 0.02

N2 ⇒ N2 0.03

Los productos de combustión para un mol de combustible resultan así:

0.45 (CO2 + 2H2O + 2 * 3.762 N2) + 0.35 (H2O + ½ 3.762N2) + 0.15 (CO2 + ½ 3.762N2) +

0.02 O2 + 0.03 N2

Agrupamos:

0.6 CO2 + 1.25 H2O + 4.3563 N2 + 0.02 O2

Al ser la combustión estequiométrica no debe haber aire entre los productos de

combustión, por lo que restamos el término 0.02 O2 y su complemento 3.762*0.02N2, con

lo que los productos son:

0.6 CO2 + 1.25 H2O + 4.2811 N2

Para los reactantes, tenemos

(0.45 CH4 + 0.35 H2 + 0.15 CO + 0.02 O2 + 0.03 N2) + 0.45 (O2 + 3.762N2) + 0.35* ½ (O2

+ 3.762N2) + 0.15* ½ (O2 + 3.762N2) - 0.02 O2 - 0.03 * 3.762N2

Agrupamos:

(0.45 CH4 + 0.35 H2 + 0.15 CO + 0.02 O2 + 0.03 N2) + 1.13 (O2 + 3.762N2)

Podemos ahora calcular todos los parámetros de la combustión. Obtenemos:

a) La masa molecular del combustible

∑ == kg/kmol 58.13les)(combustibiic WxW

b) La densidad del combustible relativa al aire.

47.0==A

Cr W

Wρ

c) La masa molecular de los humos húmedos

∑ = kg/kmol 527.27(humos)iiWx

d) La masa molecular de los humos secos

∑ = kg/kmol 967.290) Hsin (humos 2iiWx

e) La densidad de los humos húmedos a 0o C y 1 atm



33

3kg/m 228.1== AA

hh W

W ρρ

f) La relación molar oxígeno - combustible = 1.130 kmoles de O2/ kmol de combustible

g) La relación molar aire – combustible = 1.13 * 4.762 = 5.381

h) La relación másica aire – combustible

ecombustibl aire/kg kg 43.11381.5 =C

A

WW

i) La relación molar humos húmedos - combustible

ecombustibl humos/m m 131.6)(productos 33=∑ in

j) La relación másica humos húmedos - combustible

ecombustibl humos/kg kg 428.12131.6 =C

h

WW

k) La relación molar humos secos – combustible

ecombustibl humos/m m 881.4O) Hsin ,(productos 332 =∑ in

l) La relación másica humos secos - combustible

ecombustibl humos/kg kg 771.10881.4 =C

hs

WW

m) La relación masa de humos húmedos - volumen de combustible

ecombustibl humos/m kg 517.7428.12 3=Ar ρρ

n) La relación masa de humos secos - volumen de combustible

ecombustibl humos/m kg 515.6771.10 3=Ar ρρ

o) La composición molar (en %) de los humos húmedos.

Composición de los humos húmedos

CO2 0.600 * 100 / 6.131 = 9.79 %

H2O 1.250 * 100 / 6.131 = 20.39 %

N2 4.281 * 100 / 6.131 = 69.83 %

p) La composición molar (en %) de los humos secos.



34

Composición de los humos secos

CO2 0.600 * 100 / 4.881 = 12.29 %

N2 4.281 * 100 / 4.881 = 87.71 %

2. 5. 3. Utilización del programa Combust

Para realizar los cálculos del ejemplo anterior en una forma más rápida, se puede utilizar el

programa Combust.

Manual del usuario

Para utilizar el programa se deben seguir los siguientes pasos:

1) Indique la opción:

Combustión de un mezcla de gases, estequiométrica

o con exceso de aire... ........................................... 1

Combustión estequiométrica o con exceso de aire,

de un combustible sólido o líquido, dado a partir de

la composición centesimal ...................................... 2

Salir................................... .................................... 3

2) Indique la fracción molar de los componentes

(si no lo hubiera, ponga 0):

2.1) Composición del gas, sin hidrocarburos:

Hidrógeno: 0.350

Oxígeno: 0.020

Nitrógeno: 0.030

Bióxido de carbono: 0.000

Monóxido de carbono: 0.150

Sulfuro de hidrógeno: 0.000

Bióxido de azufre: 0.000

Vapor de agua: 0.000

Si los datos son correctos, pulse (s), si no (n).



35

2.2) Indique el número de carbonos, de hidrógenos y la fracción

molar, que debe ser mayor que cero, del hidrocarburo

El hidrocarburo saturado máximo previsto es el C5H12

y de los insaturados la lista posible es:

C2H2, C2H4, C6H6

Número de carbonos: 1

Número de hidrógenos: 4

Fracción molar: 0.45

2.3) Confirme el hidrocarburo elegido

El hidrocarburo que ha introducido es:

C 1 H 4

fracción molar: 0.450

Si es correcto pulse (s), si no (n).

3) Indique el coeficiente de exceso de aire, concebido

como la relación entre la cantidad de aire real y la

estequiométrica. El valor máximo admitido es 10.

Exceso de aire: 1

4) Los resultados mostrados en la pantalla serán:

RESULTADOS

Masa mol. gas = 13.58 Kg/kmol

Masa mol.hum.h. = 27.53 kg/kmol

Masa mol.hum.s. = 29.97 kg/kmol

Densidad humos = 1.229 kg/Nmn

Dens. rel. gas = 0.470

ROC (kmol) est. = 1.130 kmol oxí./kmol gas

ROC (kmol) real = 1.130 kmol oxí./kmol gas



36

RAC (kmol) est. = 5.381 kmol aire/kmol gas

RAC (kmol) real = 5.381 kmol aire/kmol gas

RAC (kg) est. = 11.432 kg aire /kg gas

RAC (kg) real = 11.432 kg aire/ kg gas

RHHC (kmol) = 6.131 kmol humos húm./kmol gas

RHHC (kg) = 12.428 kg humos húm./kg gas

RHSC (kmol) = 4.881 Kmol humos secos/kmol gas

RHSC (kg) = 10.771 kg humos secos/kg gas

RHHC (kg/Nmn) = 7.517 kg humos húm./Nmn gas

RHSC (kg/Nmn) = 6.515 kg humos sec./Nmn gas

PCS seco = 24.266 MJ/Nmn gas

PCS húmedo = 24.266 MJ/Nmn gas

PCI seco = 21.744 MJ/Nmn gas

PCI húmedo = 21.744 MJ/Nmn gas

COMPOSICION HUMOS HUMEDOS

CO2 9.79 %

SO2 0.00 %

H2O 20.39 %

O2 0.00 %

N2 69.83 %

COMPOSICION HUMOS SECOS

CO2 12.29 %

SO2 0.00 %

O2 0.00 %

N2 87.71 %

4) Existe la posibilidad de efectuar otros cálculos

¿Desea efectuar algún cálculo más?

Indique (s) o (n).

2. 5. 4. Problema 2: Combustión con exceso de aire



37

Suponga que tiene el mismo combustible del ejercicio anterior, pero ahora la combustión

no es estequiométrica sino que hay un exceso de aire del 20%.

a) Lea los parámetros que se piden calcular en el ejercicio anterior: puntos a) a p), e

indique en cada caso si permanecerán constantes o variarán. Justifique las respuestas.

b) Obtenga los resultados corriendo el programa Combust.

2. 6. Combustión con cenizas

2. 6. 1. Estequiometría

En la combustión de combustibles líquidos o sólidos se debe corregir la composición en

peso del combustible eliminando las cenizas incombustibles por medio del factor

cenizas

i

yy

−1

Reemplazando yi por

cenizas

i

yy

−1 (2.24)

La composición en peso corregida puede utilizarse para calcular la masa molecular del

combustible sin cenizas:

∑=i

i

Wy

W1 (2.25)

y luego la nueva composición en volumen

iii W

Wyx = (2.26)



38

2. 6. 2. Problema 3: Combustión de un combustible líquido

Del análisis elemental del fuel-oil 2 de una remesa determinada, se obtienen los siguientes

valores (en peso):

C 0.837

H2 0.092

S 0.036

N2 0.010

H2O 0.020

Cenizas 0.005

Se pide efectuar el balance de masas, considerando el caso de una combustión

estequiométrica y calcular:

a) La masa molecular del combustible.

b) La masa molecular de los humos húmedos.

c) La masa molecular de los humos secos.

d) La densidad de los humos húmedos.

e) La relación másica aire - combustible con cenizas.

f) La relación másica aire - combustible sin cenizas.

g) La relación molar aire - combustible estequiométrica.

h) La relación molar aire - combustible real.

i) La relación molar humos húmedos - combustible.

j) La relación másica humos húmedos - combustible.

k) La relación molar humos secos - combustible.

l) La relación másica humos secos - combustible.

m) La relación masa de humos húmedos - volumen de combustible.

n) La relación masa de humos secos - volumen de combustible.

ñ) La composición (en %) de los humos húmedos.

o) La composición (en %) de los humos secos.

p) Chequear los resultados anteriores corriendo el programa Combust.



39

2. 7. Combustión incompleta

La combustión incompleta puede presentarse en mezclas ricas, pobres o estequiométricas.

En cualquier caso la resolución del problema puede encararse con los procedimientos ya

vistos de balance de especies atómicas y las leyes de la estequiometría.

Se estudiarán dos casos de combustión incompleta que son de aplicación usual en la

operación de plantas térmicas: la Combustión de Kissel, en la que los inquemados son el

CO y el H2, y la Combustión de Ostwald, en la que hay un solo inquemado, el CO. Para

ambos casos se encuentran soluciones gráficas que permiten una rápida evaluación de las

condiciones globales de la combustión, la eficiencia de la combustión y la producción de

contaminantes ambientales. Estos diagramas se pueden utilizar para supervisar una

instalación de combustión. Las grandes calderas, por ejemplo, poseen instrumentos para

analizar los gases de combustión. Debido a que estos instrumentos reciben los gases fríos,

el agua condensa en la pesca de medición, y el análisis es en base seca. Se mide la fracción

molar (% en volumen) de O2 y de CO2, lo que permite saber rápidamente si hay

inquemados. Con la medición de temperatura y un ábaco o tabla se pueden hallar las

concentraciones de los inquemados.

2. 8. Combustión de Ostwald

2. 8. 1. Planteo general

La reacción química de la combustión incompleta de un hidrocarburo CnHm (no confundir

n y m subíndices del número de átomos de carbono e hidrógeno en el hidrocarburo con n:

número de moles y m: masa, definidos anteriormente), que contiene CO en los humos, es:

224762.32222)(

224762.3224

NzxmnzOOHmxCOCOxn

NzxmnOzxmnmHnC

+−+++++−

=+−+++−++ (2.27)

Se ha llamado x a los moles de CO y z a los moles de O2 en los humos, para un mol de

combustible.

Tenemos entonces los moles de humos secos:

zxmnnns 762.42

762.34

762.3 +−

++= (2.28)

Se definen las fracciones molares de CO2 como α y la de O2 como ω:



40

snxn −

=α (2.29)

snz

=ω (2.30)

Reordenamos la ecuación (2.28) para obtener:

αω2762.3762.41

42762.3

−−

++

=

mnnns (2.31)

Luego, con los valores medidos de α y ω obtenemos ns.

2. 8. 2. Diagrama de Grebbel

Si no hay CO en los humos (x = 0) podemos reordenar ns para obtener

( )ωαα 762.41−= m (2.32)

donde

++

====

4762.3)0(

mnn

nzxm αα (2.33)

En el plano (ω, α) la ecuación (2.32) se denomina la línea de Grebbel, y representa la

combustión completa con exceso de aire.

Si definimos el exceso de aire como

4

2mn

xze

+

−= (2.34)

podemos reordenar la ecuación (2.31) para obtener

++−= 1762.31 keωα (2.35)

Esta es la ecuación de una familia de rectas con foco en (0,1) cuya intersección con la línea

de Grebbel define el exceso de aire. La Figura II.1 muestra la línea de Grebbel y las líneas

de exceso de aire constante para la combustión completa.



41

Figura II.1: Diagrama de Grebbel

2. 8. 3. Diagrama de Ostwald

Si llamamos γ a la fracción molar de CO en los humos secos:

snx

=γ (2.36)

podemos operar con ns para obtener

( )ωαγαα 762.4112762.3

−+

−= mm (2.37)

La ecuación (2.37) representa líneas paralelas de concentración de CO constante, que

forman el diagrama de Ostwald. La línea que corresponde a γ = 0 es la línea de Grebbel.

Utilizando el exceso de aire podemos operar con ns para obtener

( )emnn

emnmnnnemnn

+

++

++

+++−

++

=1

4762.3

4762.4

4762.32

42 ω

α (2.38)

Esta ecuación representa una familia de líneas de exceso de aire constante. La línea de e =

0 pasa por (αm, 0) y por (0, αm/(2+αm)). Las líneas de exceso de aire constante tienen un

foco en (1,-2). La línea de e =∞ pasa por ω =1/4.762 = 0.21. El menor exceso de aire



42

corresponde al punto α = ω = 0, y resulta e = - n/2 (n + m/4) (al ser negativo indica un

defecto de aire).

La Figura II.2 muestra las líneas de exceso de aire constante.

Figura II.2: Líneas de exceso de aire

La Figura II.3 muestra la parte central de la figura anterior, que forma el diagrama de

Ostwald para la combustión incompleta con presencia de CO.

Figura II.2 Diagrama de Ostwald



43

2. 8. 4. Problema 4: Combustión de Ostwald

Obtener los parámetros característicos de la combustión de Ostwald de un propano

comercial. Una muestra del mismo arroja la siguiente composición en volumen: 0.63% de

C2H6, 87.48% de C3H8 y 11.89% de C4H10. El análisis de los humos da un 5% de O2 (ω) y

un 8% de CO2 (α).

Hallamos los números de átomos del combustible compuesto:

n = 0.0063 * 2 + 0.8748 * 3 + 0.1189 * 4 = 3.1126

m = 0.0063 * 6 + 0.8749 * 8 + 0.1189 * 10 = 8.2252

Con la ecuación (2.31) obtenemos ns = 27.3187 kmol humos secos/ kmol combustible, y

con las (2.30), (2.29) y (2.34) obtenemos z, x y el exceso:

x = 0.9271 kmol CO/ kmol humos

z = 1.3659 kmol O2/ kmol humos

e = 0.1746

Los cálculos restantes son inmediatos:

Recta de CO constante: α = 0.1129 - 0.6572 ω

Recta de exceso de aire constante: α = 0.1895 - 2.1895 ω


xCO2 = 0.08 kmol CO2/ kmol humos secos

x CO = 0.0339 kmol CO/ kmol humos secos

x O2 = 0.05 kmol O2/ kmol humos secos

x N2 = 0.8361 kmol N2/ kmol humos secos


x CO2 = 0.0695 kmol CO2/ kmol humos húmedos

xCO = 0.0295 kmol CO/ kmol humos húmedos

xH2O = 0.1308 kmol H2O/ kmol humos húmedos

xO2 = 0.0435 kmol O2/ kmol humos húmedos

xN2 = 0.7267 kmol N2/ kmol humos húmedos

2. 8. 5. Utilización del Programa Comin, opción Ostwald



44

Los datos requeridos por el programa son:

• la fórmula molecular de cada hidrocarburo, admitiendo un máximo de 10,

• las fracciones molares,

• la concentración de CO2 en los humos,

• la concentración de O2 en los humos,

Es importante hacer notar que la lista de resultados incluye las rectas de CO y e constantes.

RESULTADOS

Fórmula del hidrocarburo medio: C 3.113 H 8.225

Masa molecular de la mezcla de hidrocarburos........................... 45.58 kg/kmol

Masa molecular de los humos húmedos...................................... 27.98 kg/kmol

Masa molecular de los humos secos........................................... 29.48 kg/kmol

Aire total real, en kmoles............................................................ 28.911 kmol/kmol

Aire estequiométrico, en kmoles................................................. 24.614 kmol/kmol

Aire total real, en kg................................................................... 18.301 kg/kg

Aire estequiométrico, en kg........................................................ 15.581 kg/kg

Aire que reacciona, en kmoles..................................................... 22.407 kmol/kmol

Aire que no reacciona, en kmoles.............................................. 6.505 kmol/kmol

Exceso de aire (referido al aire total)........................................ 0.175

Defecto de aire (referido sólo al aire que reacciona).................. 0.090

Concentración de CO2 máxima estequiométrica.......................... 0.138 kmol/kmol

Concentración máxima de CO2, en base a la concentración de O2...0.105 kmol/kmol

Humos secos, en kmoles.............................................................. 27.319 kmol/kmol

Humos secos, en kg.................................................................... 17.670 kg/kg

Humos húmedos, en kmoles........................................................ 31.431 kmol/kmol

Humos húmedos, en kg............................................................... 19.295 kg/kg

COMPOSICION DE LOS HUMOS HUMEDOS

CO2 6.95 %

CO 2.95 %

H2O 13.08 %

O2 4.35 %



45

N2 72.67 %

COMPOSICION DE LOS HUMOS SECOS

CO2 8.00 %

CO 3.39 %

O2 5.00 %

N2 83.61 %

RECTAS CARACTERISTICAS

Recta de CO constante, que pasa por el punto de trabajo:

Ordenada en el origen: 0.1129

Pendiente: -0.6571

Recta de exceso de aire constante, que pasa por el punto de trabajo:

Ordenada en el origen: 0.1895

Pendiente: -2.1895

2. 9. Combustión de Kissel

2. 9. 1. Planteo general

La reacción química incompleta de un hidrocarburo CnHm con CO y H2 en los humos es:

22222

22

24762.3

2)(

24762.3

24

NzyxmnzOyHOHymxCOCOxn

NzyxmnOzyxmnHC mn

+

+−++++

−++−

=

+

+−++

+

+−++

(2.39)

Se ha llamado y a los kmoles de H2 en los humos, para un kmol de combustible.

Los moles de los inquemados y de O2 en los productos no pueden obtenerse por balance de

especies atómicas y es necesario plantear alguna otra relación entre los inquemados. Se

considera entonces la llamada reacción del gas de agua



46

OHCOHCO 222 +⇔+ (2.40)

que se asume en equilibrio, por lo que las reacciones directa e inversa deberán tener

iguales velocidades de reacción. Se plantea entonces:

[ ] [ ] [ ] [ ]OHCOkHCOk id 222 = (2.41)

El cociente de las constantes de reacción directa e inversa kd/ki es la constante de equilibrio

de la reacción, denominada K:

[ ] [ ][ ] [ ] ( )yxn

ymx

HCOOHCO

kkK

i

d

−

−

=== 222

2 (2.42)

Para estimar K en función de la temperatura de los humos se pueden utilizar las siguientes

aproximaciones empíricas:

C)1000tC(500 39.01008.2104.3 oo326 ≤≤+−= −− txtxK (2.43)

C)1500tC(1000 57.21028.4 oo3 ≤≤−= − txK (2.44)

Para un combustible dado n y m son conocidos. Si se miden la temperatura y las

concentraciones de CO2 (n-x) y oxígeno (z) de los humos, el problema tiene solución.

La combustión de Kissel puede plantearse en forma gráfica. Partimos de

yzyxmnnns +++

−

++= 762.4

2762.3

4762.3 (2.45)

El número de moles de los humos secos es función de z. Sin embargo, el número de moles

de CO2 (n-x) no lo es. Cuando z = 0 tendremos ω = 0 y

( )01 =−

=zn

xn

sα (2.46)

Pero como

( )ω762.41762.4)0( −=−== sss nznzn (2.47)

resulta

( ) ss nxnn αωα =−=− 762.411 (2.48)

y finalmente

( )ωαα 762.411 −= (2.49)

En el plano (α−ω) esta es la ecuación de una línea recta, la línea de Grebbel, que pasa por

los puntos (α1,0) y (0,ω1), donde ω1= 1/4.762 = 0.21. Esta línea representa todas las

posibles fracciones molares de CO2, en base seca, para las distintas fracciones molares de

O2, también en base seca.



47

Las líneas verticales corresponden a ω = z/ ns = constante, y representan los casos de

contenido constante de oxígeno en los humos secos.

Debido a la no linealidad de la relación entre x e y en la ecuación de gas de agua las líneas

de exceso de aire constante y contenido de CO constante no son rectas, y deben obtenerse

resolviendo el sistema de ecuaciones para cada valor de ω.

La Figura II.4 muestra la línea de Grebbel y las líneas de exceso de aire y de CO

constantes:

Figura II.4: Diagrama de Kissel

2. 9. 2. Problema 5: Combustión de Kissel

Estudiar la combustión de Kissel del metano, para una temperatura de 1000ºC. El análisis

de los humos secos da una fracción molar de CO2 (α) de 0.100 y una fracción molar de O2

(ω) de 0.025.

Para el metano n = 1, m = 4.

Calculamos el valor de K a 1000ºC ,obteniendo K = 1.7066.

Asumimos un valor de ns y calculamos

snxn α=−

snz ω=



48

Obtenemos x, y con K y x obtenemos y de la ecuación (2.42). Verificamos

yzyxmnnns +++

−

++= 762.4

2762.3

4762.3

e iteramos para resolver. Obtenemos:

ns = 9.5144 kmol humos secos/ kmol combustible

x = 0.0485 kmol CO/ kmol humos

y = 0.058 kmol H2/ kmol humos

z = 0.2379 kmol O2/ kmol humos


xCO2 = 0.1 kmol CO2/ kmol humos secos

x CO = 0.0051 kmol CO/ kmol humos secos

x H2 = 0.0061 kmol H2/ kmol humos secos

x O2 = 0.025 kmol O2/ kmol humos secos

x N2 = 0.8638 kmol N2/ kmol humos secos


xCO2 = 0.083 kmol CO2/ kmol humos húmedos

xCO = 0.0042 kmol CO/ kmol humos húmedos

xH2O = 0.1695 kmol H2/ kmol humos húmedos

xH2 = 0.0051 kmol H2/ kmol humos húmedos

xO2 = 0.0208 kmol O2/ kmol humos húmedos

xN2 = 0.7174 kmol N2/ kmol humos húmedos

2. 9. 3. Utilización del Programa Comin, opción Kissel

La opción Kissel del programa Comin sustituye totalmente al diagrama de Kissel,

permitiendo efectuar el balance de masa de la combustión en forma rápida y efectiva, y

obtener sus parámetros característicos. Los datos requeridos por el programa son los

mismos que para la opción Ostwald, además de la temperatura.



49

Considérese en una combustión de Kissel, el punto P representado en la Figura II.5. Por el

punto P pasa una recta r que determina una concentración máxima relativa α1 de CO2. Sin

embargo, son válidas todas las concentraciones α de CO2 tales que α ≤ α’ siendo α’ la

concentración de CO2 que corresponde a la combustión completa. El programa nos indica

siempre el valor α’ de para cada ω introducido.

Figura II.5

La salida del programa, para el problema 5 es la siguiente:

RESULTADOS

Fórmula del hidrocarburo medio: C 1.000 H 4.000

Masa molecular de la mezcla de hidrocarburos..................... 16.00 kg/kmol

Masa molecular de los humos húmedos................................. 27.59 kg/kmol

Masa molecular de los humos secos...................................... 29.54 kg/kmol

Temperatura del hogar........................................................... 1000.00 ºC

Constante de equilibrio de la reacción del gas de agua......... 1.710

Aire total, en kmoles............................................................. 10.403 kmol/kmol

Aire estequiométrico, en kmoles........................................... 9.524 kmol/kmol

Aire total, en kg................................................................... 18.758 kg/kg

Aire estequiométrico, en kg................................................... 17.173 kg/kg

Aire que reacciona, en kmoles............................................... 9.270 kmol/kmol

Aire que no reacciona, en kmoles.......................................... 1.133 kmol/kmol

Exceso de aire (referido al aire total)..................................... 0.092



50

Defecto de aire (referido sólo al aire que reacciona)............. 0.027

Concentración de CO2 máxima estequiométrica..................... 0.117 kmol/kmol

Concentración máxima de CO2, en base a la concentración de O2... 0.103 kmol/kmol

Humos secos, en kmoles........................................................ 9.514 kmol/kmol

Humos secos, en kg............................................................... 17.566 kg/kg

Humos húmedos, en kmoles................................................... 11.456 kmol/kmol

Humos húmedos, en kg.......................................................... 19.751 kg/kg

COMPOSICIÓN DE LOS HUMOS HÚMEDOS

CO2 8.30 %

CO 0.42 %

H2O 16.95 %

H2 0.51 %

O2 2.08 %

N2 71.74 %

COMPOSICIÓN DE LOS HUMOS SECOS

CO2 10.00 %

CO 0.51 %

H2 0.61 %

O2 2.50 %

N2 86.38 %

67.30 - Combustión - Unidad III


51

Unidad III: Termoquímica

3. 1. Calores estándar de formación

El calor estándar de formación de una sustancia, ∆H of (kcal/mol), se define como el calor

involucrado cuando se forma un mol de sustancia a partir de sus elementos en sus

respectivos estados estándar. La temperatura estándar es de 298.15K (25ºC) y la presión

estándar es de 1 atmósfera.

El calor estándar de formación también se puede presentar como la entalpía de una

sustancia en su estado estándar, ∆H of, referida a los elementos en sus estados estándar, a la

misma temperatura. El subíndice f indica la formación del compuesto y el supraíndice º se

refiere a que todos los reactantes y productos están en su estado estándar.

El estado estándar de los elementos se refiere a su estado de agregación. Por convención,

la entalpía de cada elemento en su estado estándar es cero, o lo que es lo mismo, el calor

estándar de formación de dicho elemento vale cero. Por ejemplo, H2(g) , O2(g), N2(g), C(s,

grafito), Cl2(g) , F2(g) , Fe(s) , Ar(g) , Na(s) , He(g) , K(s) , etc.

Ejemplos

a) Considere el calor estándar de formación del CO2.

C (s) + O2 (g) --> CO2 (g) -94.054 kcal/ mol

(∆H of )CO2 a 298K

Si cuando se produce la formación de un compuesto, el sistema libera calor al medio (es

decir, el medio absorbe el calor entregado por el sistema en la reacción exotérmica),

entonces el ∆H of del compuesto es negativo.

b) Considere la reacción

H2 (g) --> 2 H (g) + 104.2 kcal/ mol

que genéricamente se puede escribir como

H2 (g) --> 2 H (g) + 2 ∆H of , H

siendo (∆H of ) H, 298K = 52.1 kcal/ g mol. Es decir, cuando el sistema absorbe calor del

medio para la formación de un compuesto, el ∆H of del compuesto es positivo (reacción

endotérmica).



52 Es importante mencionar que las sustancias con grandes calores estándar positivos de

formación tienden a ser especies químicamente más activas.

3. 2. Leyes termoquímicas

1 - A. L. Lavoisier y P. S. Laplace (1780) enunciaron una ley que establece que: “la

cantidad de calor que debe suministrarse a un compuesto para descomponerlo en sus

partes es igual a la involucrada cuando se forma dicho compuesto a partir de sus

elementos”. Una forma más general de enunciar esta ley es decir que “el intercambio de

calor que acompaña a una reacción química en una dirección es exactamente igual en

magnitud, pero de signo contrario, al calor asociado con la misma reacción en sentido

inverso”.

Ejemplo

CH4 (g) + 2 O2 (g) --> CO2 (g) + 2 H2O (l) -212.8 kcal/ mol

y

CO2 (g) + 2 H2O (l) --> CH4 (g) + 2 O2 (g) +212.8 kcal/ mol

si ambas reacciones ocurren a 298K.

2 - En 1840, G. H. Hess desarrolló la ley de la suma de calores constantes. Esta ley

sostiene que “la resultante del calor intercambiado a presión o volumen constantes, en

una dada reacción química, es la misma si tiene lugar en una o varias etapas”. Esto

significa que el calor neto de reacción depende solamente de los estados inicial y final.

Ejemplo

Calcule el calor estándar de formación del CO2, a partir de la siguiente reacción química

CO (g) + ½ O2 (g) --> CO2 (g) - 67.63 kcal/ gmol



53 Respuesta

(∆H of ) CO2, 298K= - 94.05 kcal/ gmol

En la Tabla III.1 se indica el calor estándar de formación de distintas sustancias, a 298K.

Sustancia ∆H of (kcal/mol) Sustancia ∆H o

f (kcal/mol)

C (g) 170.890 H (g) 52.100

C (c, diamante) 0.450 H2 (g) 0.000

C (c, grafito) 0.000 H2O (g) -57.798

CO (g) -26.420 H2O (l) -68.320

CO2 (g) -94.054 H2O2 (g) -31.830

CH4 (g) -17.895 H2O2 (l) -44.840

C2H6 (g) -20.236 I (g) 25.633

C3H8 (g) -24.820 I2 (c) 0.000

C4H10 (g) -29.812 N (g) 113.000

i C4H10 (g) -31.452 NH3 (g) -10.970

C5H12 (g) -35.000 N2 (g) 0.000

C6H6 (g) 19.820 NO 21.580

C7H8 (g) 11.950 NO2 7.910

CH2O (g) -27.700 N2O3 17.000

CH3OH(g) -48.080 Na (g) 25.755

CH3OH(l) -57.020 Na (c) 0.000

C2H2 (g) 54.190 O (g) 59.559

C2H4 (g) 12.540 O2 (g) 0.000

Cl (g) 28.922 O3 (g) 34.200

Cl2 (g) 0.000 S 66.680

HCl (g) -22.063 SO2 (g) -70.947

HCN (g) 32.300 SO3 (g) -94.590

F2 (g) 0.000 H2S (g) -4.880

Tabla III.1. Calor de formación, ∆H of (kcal/mol).



54

3. 3. Calor de reacción

La Termoquímica es una ciencia que tiene que ver con el intercambio de calor asociado a

una reacción química. En otras palabras, se puede decir que tiene que ver

fundamentalmente con la conversión de energía química a energía calórica y viceversa.

El intercambio de calor asociado a una reacción química es, en general, una cantidad

indefinida y depende del camino. Sin embargo, si el proceso se realiza a presión o volumen

constante, el calor intercambiado tiene un valor definido. Dicho valor está determinado

sólo por el estado inicial y final del sistema. Esta es la razón por la cual el intercambio de

calor en las reacciones químicas se mide en condiciones de presión o volumen constante.

Para calcular el calor de reacción estándar, se procede de la siguiente forma. Si se tiene una

reacción química, caracterizada por la ecuación

a A + b B = c C + d D

el calor de reacción en un estado estándar será

∆H or = c ∆H o

f, C + d ∆H of, D - a ∆H o

f, A - b ∆H of,B

Es decir, el calor de reacción en condiciones estándar, se calcula como la sumatoria de los

calores estándar de formación de cada producto por su respectivo coeficiente, menos la

sumatoria de los calores estándar de formación de cada reactante, por su respectivo

coeficiente.

Ejemplo

Determine el calor de reacción para

C2H4(g) + H2(g) --> C2H6(g) + ∆Hr

a partir de los siguientes calores de reacción a 298.15K.

i) C2H4(g) + 3 O2(g) --> 2 CO2(g) + 2 H2O(l) - 337.3 kcal/ mol

ii) H2(g) + ½ O2(g) --> H2O(l) - 68.3 kcal/ mol

iii) C2H6(g) + 3 ½ O2(g) --> 2 CO2(g) + 3 H2O(l) - 372.8 kcal/ mol

Respuesta

∆H r = - 32.8 kcal/ mol



55 El calor de combustión puede ser considerado como un caso particular del calor de

reacción. El calor de combustión de una sustancia es el calor liberado cuando un mol de

combustible (por lo general un hidrocarburo) reacciona con el oxígeno para dar H2O y

CO2.

Ejemplo

Calcule el calor de combustión del C2H6 en condiciones estándar.

Respuesta

∆H or = - 341.16 kcal

Cuando el calor de reacción es negativo, dicho calor es liberado o entregado por el sistema,

y el proceso se llama exotérmico. Si en cambio, el calor es positivo, el calor debe ser

absorbido por el sistema durante la reacción química y el proceso se denomina

endotérmico.

A veces, se necesita calcular el calor de reacción a una temperatura T, distinta de 298K

(To). En estos casos, se puede demostrar que el calor de reacción a una temperatura T se

calcula como

∆Hor, T = c (∆H o

f, C + C dTp CTo

T

,∫ )+ d (∆H or, D + C dTp DTo

T

,∫ ) +

- a (∆H or, A + C dTp ATo

T

,∫ ) - b (∆H or,B + C dTp BTo

T

,∫ )

donde Cp es el calor específico a presión constante (o capacidad calorífica molar) y se

encuentra tabulado para distintas temperaturas para la mayoría de las sustancias químicas.

Dado que Cp depende sólo de T, se lo suele representar por una serie de potencias en T, de

la forma

C T Tp = + + +α β γ 2 ...

En las siguientes tablas se presentan valores de calor específico Cp (cal/mol K) para

diferentes sustancias, en un rango de temperaturas entre 298.15 y 5000K. Se recuerda que

Cp (m2/ seg2 K = J/ kg K) = Cp (cal/ mol K) * 4184 J/ cal.



56 T (K) O2(g) H2(g) N2(g) O(g) H(g) N(g) C(s, grafito)

298.15 7.017 6.892 6.960 5.2364 4.9680 4.9680 2.066

300 7.019 6.895 6.961 5.2338 4.9680 4.9680 2.083

400 7.194 6.974 6.991 5.1341 4.9680 4.9680 2.851

500 7.429 6.993 7.070 5.0802 4.9680 4.9680 3.496

600 7.670 7.008 7.197 5.0486 4.9680 4.9680 4.03

700 7.885 7.035 7.351 5.0284 4.9680 4.9680 4.43

800 78.064 7.078 7.512 5.0150 4.9680 4.9680 4.75

900 8.212 7.139 7.671 5.0055 4.9680 4.9680 4.98

1000 8.335 7.217 7.816 4.9988 4.9680 4.9680 5.14

1100 8.449 7.308 7.947 4.9936 4.9680 4.9680 5.27

1200 8.530 7.404 8.063 4.9894 4.9680 4.9680 5.42

1300 8.608 7.505 8.165 4.9864 4.9680 4.9680 5.57

1400 8.676 7.610 8.253 4.9838 4.9680 4.9680 5.67

1500 8.739 7.713 8.330 4.9819 4.9680 4.9680 5.76

1600 8.801 7.814 8.399 4.9805 4.9680 4.9680 5.83

1700 8.859 7.911 8.459 4.9792 4.9680 4.9681 5.90

1800 8.917 8.004 8.512 4.9784 4.9680 4.9683 5.95

1900 8.974 8.092 8.560 4.9778 4.9680 4.9685 6.00

2000 9.030 8.175 8.602 4.9776 4.9680 4.9690 6.05

2100 9.085 8.254 8.640 4.9778 4.9680 4.9697 6.10

2200 9.140 8.328 8.674 4.9784 4.9680 4.9708 6.14

2300 9.195 8.398 8.705 4.9796 4.9680 4.9724 6.18

2400 9.249 8.464 8.733 4.9812 4.9680 4.9746 6.22

2500 9.302 8.526 8.759 4.9834 4.9680 4.9777 6.26

2750 9.431 8.667 8.815 4.9917 4.9680 4.9990 6.34

3000 9.552 8.791 8.861 5.0041 4.9680 5.0108 6.42

3250 9.663 8.899 8.900 5.0207 4.9680 5.0426 6.50

3500 9.763 8.993 8.934 5.0411 4.9680 5.0866 6.57

3750 9.853 9.076 8.963 5.0649 4.9680 5.1437 6.64

T (K) O2(g) H2(g) N2(g) O(g) H(g) N(g) C(s, grafito)

4000 9.933 9.151 8.989 5.0914 4.9680 5.2143 6.72



57 4250 10.003 9.220 9.013 5.1199 4.9680 5.2977

4500 10.063 9.282 9.035 5.1495 4.9680 5.3927

4750 10.115 9.338 9.056 5.1799 4.9680 5.4977

5000 10.157 9.389 9.076 5.2101 4.9680 5.6109

Tabla III.2a. Calor específico, Cp (cal/ mol K).

T (K) C(g) CO(g) NO(g) H2O(g) CO2(g)

298.15 4.9803 6.965 7.137 8.025 8.874

300 4.9801 6.965 7.134 8.026 8.894

400 4.9747 7.013 7.162 8.185 9.871

500 4.9723 7.120 7.289 8.415 10.662

600 4.9709 7.276 7.468 8.677 11.311

700 4.9701 7.451 4.657 8.959 11.849

800 4.9697 7.624 7.833 9.254 12.300

900 4.9693 7.787 7.990 9.559 12.678

1000 4.9691 7.932 8.126 9.861 12.995

1100 4.9691 8.058 8.243 10.145 13.26

1200 4.9697 8.167 8.342 10.413 13.49

1300 4.9705 8.265 8.426 10.668 13.68

1400 4.9725 8.349 8.498 10.909 13.85

1500 4.9747 8.419 8.560 11.134 13.99

1600 4.9783 8.481 8.614 11.34 14.1

1700 4.9835 8.536 8.660 11.53 14.2

1800 4.9899 8.585 8.702 11.71 14.3

1900 4.9880 8.627 8.738 11.87 14.4

2000 5.0075 8.665 8.771 12.01 14.5

2100 5.0189 8.699 8.801 12.14 14.6

2200 5.0316 8.730 8.828 12.26 14.6

T (K) C(g) CO(g) NO(g) H2O(g) CO2(g)

2300 5.0455 8.758 8.852 12.37 14.7

2400 5.0607 8.784 8.874 12.47 14.8



58

2500 5.0769 8.806 8.895 12.56 14.8

2750 5.1208 8.856 8.941 12.8 14.9

3000 5.1677 8.898 8.981 12.9 15.0

3250 5.2150 8.933 9.017 13.1 15.1

3500 5.2610 8.963 9.049 13.2 15.2

3750 5.3043 8.990 9.079 13.2 15.3

4000 5.3442 9.015 9.107 13.3 15.3

4250 5.3800 9.038 9.133 13.4 15.4

4500 5.4115 9.059 9.158 13.4 15.5

4750 5.6375 9.078 9.183 13.5 15.5

5000 5.9351 9.096 9.208 13.5 15.6

Tabla III.2b. Calor específico, Cp (cal/ mol K).

Los calores de reacción se pueden usar para determinar calores de formación de las

sustancias. Por ejemplo, a partir de calores de combustión medidos experimentalmente en

el laboratorio, se pueden determinar los calores de formación de algunos compuestos.

Ejemplo

Deduzca el calor de formación del CH4 a partir de los calores de formación del H2O y CO2

y el calor de combustión del CH4.

Respuesta

∆Hof , CH4(g) = ∆Ho

f , CO2(g) + 2 ∆Ho f , H2O(g) - ∆Hr

3. 4. Cálculo aproximado de la temperatura adiabática de llama (Tf)



59 Consideremos que se lleva a cabo un proceso de combustión completa en forma adiabática

y que no se produce trabajo ni hay cambios en la energía cinética ni potencial. En dichos

procesos, la temperatura de los productos se denomina temperatura adiabática de llama. Es

la temperatura máxima que se puede alcanzar para los reactantes dados, porque cualquier

transferencia de calor de los reactantes o cualquier combustión incompleta tendería a

disminuir la temperatura de los productos.

La temperatura adiabática de llama puede controlarse con el exceso de aire utilizado.

Ejemplo

Calcular la temperatura adiabática de llama del vapor de agua luego de la reacción entre H2

y O2 gaseosos.

Respuesta

Tf ≈ 5000K.

Con este procedimiento se obtiene Tf en forma aproximada ya que si Tf es muy alta, se

pueden producir otras reacciones exotérmicas.

3. 5. Ecuación de entalpía

Cualquier ecuación química se puede expresar genéricamente como

∑∑ →==

M

jij

N

jjj PcRa

11

donde Rj son los N reactantes y Pj son los M productos y aj y cj son los respectivos

coeficientes.

En general, los reactantes pueden no estar a su temperatura estándar To sino a una

temperatura inicial Ti, que puede ser mayor o menor que la estándar.

Para llevar los reactivos desde la temperatura inicial Ti hasta la temperatura To donde se

producirá la reacción y luego calentar los productos hasta la temperatura Tf se necesitará

un

∆H = A (o A’) + B + C con

A = − −=∑a H Hi

oTi

oT j

j

N

( )01

= − − − −=∑a H H H Hi

oTi

o oT

oj

j

N

[( ) ( )]0 0 01



60

B = ( ) ( )c H a Hj fo

T jj

N

j fo

T jj

N

∆ ∆01 01, ,

−= =∑ ∑

y

C = c H Hio

Tfo

T jj

N

( )−=∑ 0

1 = c H H H Hi

oTf

o oT

oj

j

N

[( ) ( )]− − −=∑ 0 0 0

1

Entonces,

∆H = − − − −=∑a H H H Hi

oTi

o oT

oj

j

N

[( ) ( )]0 0 01

+ ( ) ( )c H a Hj fo

T jj

N

j fo

T jj

N

∆ ∆01 01, ,

−= =∑ ∑ +

+ c H H H Hio

Tfo o

To

jj

N

[( ) ( )]− − −=∑ 0 0 0

1

Reordenando la ecuación anterior

∆H = c H H H Hio

Tfo o

To

jj

N

[( ) ( )]− − −=∑ 0 0 0

1 + ( )c Hj f

o

T jj

N

∆01 ,

=∑

− − − −=∑a H H H Hi

oTi

o oT

oj

j

N

[( ) ( )]0 0 01

+ ( )a Hj fo

T jj

N

∆01 ,

=∑

Es decir,



61

∆H = [ ] ( )c H H H H c Hio

Tfo o

To

j fo

Tj

N

jj

N

( ) ( )− − − +

==∑∑ 0 0 0

011∆

[ ] ( )− − − − +

==∑∑a H H H H a Hi

oTi

o oT

oj f

o

Tj

N

jj

N

( ) ( )0 0 0011

∆

Para un proceso adiabático ∆H = 0.

A continuación se presenta la tabla III.3 con valores de H HoT

o− 0 (kcal/ kmol) para

distintas sustancias.

T (K) O2(g) H2(g) N2(g) CO(g) H2O(g) CO2(g) CH4(g)

298.15 2069.8 2023.8 2072.3 2072.63 2367.7 2238.11 2397

300 2082.7 2036.5 2085.1 2085.45 2382 2254.6 2413

400 2792.4 2731 2782.4 2783.8 3194 3194.8 3323

500 3742.2 3429.5 3485 3490 4025.5 4222.8 4365

600 4279.2 4128.6 4198 4209.5 4882.2 5322.4 5549

700 5057.4 4831.5 4925.3 4945.8 5771.5 6481.3 6871

800 5852.1 5537.4 5668.6 5699.8 6689.6 7689.4 8321

900 6669.6 6248 6428 6470.6 7634.7 8939.9 9887

1000 7497.1 6965.8 7202.5 7256.5 8608 10222 11560

1100 8335.2 7692 7991.5 8056.2 9606.3 11536 13320

1200 9183.9 8427.5 8792.8 8867.8 10630 12872 15170

1300 10041 9173.2 9604.7 9689.9 11679 14234 17100

1400 10905.1 9928.7 10425.4 10520.9 12753 15611 19090

1500 11776.4 10694.2 11253.6 11358.8 13848 17004 21130

1600 12654 11470.7 12090.4 12204 14966 18400

1700 13537 12257.2 12993.6 13055 16106 19820

1800 14425 13053.2 13782.4 13911 17264 21260

1900 15320 13858.2 14636.5 14722 18440 22690

T (K) O2(g) H2(g) N2(g) CO(g) H2O(g) CO2(g) CH4(g)

2000 16218 14671.6 15494.8 15636 19630 24140



62 2100 17123 15493 16357.1 16505 20834 25600

2200 18036 16322 17223.1 17376 22053 27060

2300 18952 17158.2 18092.3 18251 23283 28520

2400 19874 18001.2 18964.3 19128 24521 30000

2500 20800 18850.5 19839 20007 25770 31480

2750 23141 21001.5 22036 22215 28930 35200

3000 25515 23185.8 24254.4 24434 32160 38940

3250 27914 25398 26465 26663 35393 42710

3500 30342 27635 28697 28900 38675 46520

3750 32794 29893 30934 31144 42000 50330

4000 35264 32172 33176 33395 45360 54160

4250 37757 34468 35428 35651 48705 58010

4500 40271 36780 37688 37913 52065 61880

4750 42793 39107 39948 40180 55433 65740

5000 45320 41449 42220 42452 58850 69650

Tabla III.3. Diferencia de entalpías, H HoT

o− 0 (kcal/ kmol).

Ejemplo

Determinar la temperatura adiabática de llama y la concentración de los productos para la

siguiente reacción química a Ti = 298K.

CH4 + 15 (0.21 O2 + 0.79 N2) --> nCO2 CO2 + nH2O H2O (g) + nN2 N2 + nO2 O2

aire

Respuesta

Tf = 1732K.

67.30 – Combustión: Unidad IV


63

Unidad IV: Cinética química

El objetivo de la cinética química es el estudio de las velocidades de las reacciones

químicas y de los factores de los que dependen dichas velocidades. De estos factores,

los más importantes son la concentración y la temperatura. Haciendo un estudio

sistemático de los efectos de estos factores sobre las velocidades, se pueden sacar

conclusiones sobre el mecanismo por el que se verifican las reacciones químicas.

Esta unidad se referirá principalmente a las leyes cinéticas y al análisis de los resultados

experimentales empleando conceptos sencillos y se determinará la forma en que las

velocidades dependen de la concentración.

4. 1. Velocidad de reacción

La velocidad o “rapidez” de una reacción química se puede expresar de varias formas.

A veces, conviene medir la concentración x de un producto de reacción a diversos

tiempos. En la curva a de la Figura IV.1 se muestra esquemáticamente cómo puede

variar esta concentración con el tiempo. La velocidad en un instante determinado se

puede deducir de la pendiente dx/dt de la curva en el punto que corresponde a dicho

instante. Si las unidades de concentración se toman en moles/ litro, las unidades de

velocidad serán moles/litro.seg.

También se puede tomar como referencia la concentración de uno de los reactivos en

función del tiemoi, con lo que se obtendría la curva b de la Figura IV.1. En este caso, las

pendientes dc/dt son de signo negativo. Por lo tanto, habrá que tenerlo en cuenta y

enunciar la velocidad como –dc/dt.

Es importante hacer notar que la velocidad de una reacción química puede presentar un

valor numérico diferente según la forma en que se la defina y mida. Por ejemplo, si se

considera la reacción

322 23 NHHN =+ (4.1)

Debido a que por cada mol de nitrógeno que reacciona se forman 2 moles de amoníaco,

es evidente que la velocidad de formación del NH3, vNH3, será el doble de la velocidad

de desaparición del N2, vN2.

[ ] [ ]2

233 22 NNH v

tdNd

tdNHdv =−== (4.2)



64

Por la misma razón, la velocidad de desaparición del hidrógeno, vH2, es el triple de la

velocidad de desaparición del nitrógeno, vN2.

[ ] [ ]2

222 33 NH v

tdNd

tdHdv =−=−= (4.3)

Figura IV.1: representación gráfica de la variación de la concentración

de un producto o reactivo en función del tiempo

4. 2. Orden de reacción

En algunas reacciones, las velocidades son proporcionales a las concentraciones de los

reactivos elevadas a una potencia. Sólo en esos casos, conviene hablar de orden de

reacción.

Si la velocidad es directamente proporcional a una sola concentración, se tendrá que

ckv = (4.4)

y se dice que la reacción es de primer orden. Un ejemplo de este tipo de reacción es la

descomposición del etano en fase gaseosa

24262 HHCHC += (4.5)



65

En las condiciones experimentales usuales, la velocidad de aparición del eteno (igual a

la desaparición de etano) es proporcional a la primera potencia de la concentración del

etano.

El término segundo orden se aplica a dos tipos de reacciones: aquellas cuya velocidad es

proporcional al cuadrado de una sola concentración 2ckv = (4.6)

y a aquellas cuya velocidad es proporcional al producto de dos concentraciones de

diferentes reactivos.

BAcckv = (4.7)

Un ejemplo del primer tipo es la descomposición del yoduro de hidrógeno gaseoso

222 IHHI += (4.8)

en que la velocidad de izquierda a derecha es proporcional al cuadrado de la

concentración de yoduro de hidrógeno.

La velocidad de reacción inversa es proporcional al producto de las concentraciones de

yodo e hidrógeno, y en consecuencia, la reacción también es de segundo orden. Es

decir, es de primer orden con respecto al hidrógeno y de primer orden con respecto al

yodo.

HIIH 222 =+ (4.9)

Se conocen también reacciones de tercer orden, como la reacción de un óxido de

nitrógeno y cloro, cuya velocidad es proporcional al cuadrado de la concentración del

óxido y a la primera potencia de la concentración de cloro.

NOClClNO 22 2 =+ (4.10)

La reacción es de segundo orden respecto al óxido de nitrógeno y de primer orden

respecto al cloro, su orden total es tres.

Esta situación puede generalizarse de la siguiente forma. Si la velocidad de una reacción

es proporcional a la potencia α de la concentración de un reactivo A, a la potencia β de

la concentración de un reactivo B, etc., se dirá que es de orden α respecto a A, de orden

β respecto a B y así sucesivamente.

...βαBA cckv = (4.11)

El orden total de la reacción será

...++= βαn (4.12)



66

De acuerdo con la ley de acción de masas, la velocidad de reacción debe ser

proporcional al producto de las concentraciones de los reactantes. Si los coeficientes de

las especies son enteros, el orden de la reacción será un número entero, aunque en

ciertos casos puede haber coeficientes fraccionarios. Las reacciones que cumplen con la

ley de acción de masas se denominan reacciones elementales.

Una reacción elemental refleja efectivamente la física y la química de la reacción. Sin

embargo, es común utilizar ecuaciones de reacción que no son elementales sino que son

combinaciones de reacciones elementales, y por consiguiente su velocidad de reacción

no es simplemente proporcional a las concentraciones de los reactantes. Por ejemplo, la

velocidad de reacción entre hidrógeno y bromo cumple la ecuación cinética

[ ] [ ][ ][ ][ ]2

2/122

´1BrHBrkBrHk

tdHBrd

+= (4.13)

Esta ecuación cinética compleja corresponde a la reacción

HBrHBr 222 →+

que es una condensación del mecanismo de reacciones elementales

MBrMBrBrHHBrHBrHBrBrHHHBrHBrMBrMBr

+→++→++→++→++→+

2

2

2

2

2

2

2

cada una con distinta velocidad de reacción. La reacción condensada de un solo paso ya

no cumple con la ley de acción de masas. En este tipo de reacciones, no conviene hablar

de orden de reacción, sino expresar la dependencia utilizando la ecuación cinética

anterior.

Por lo tanto, no se debe intentar deducir el orden de una reacción de su ecuación

estequiométrica, dado que esto será cierto únicamente si el mecanismo de reacción es el

elemental.

En general, salvo que se sepa positivamente que la reacción es elemental, el orden de

reacción debe considerarse una magnitud estrictamente experimental.



67

4. 3. Constante de velocidad

La constante k de las ecuaciones anteriores representativas de un orden sencillo, se

denomina constante de velocidad de la reacción. Sus unidades se deducen fácilmente de

la ecuación cinética y varían con el orden de reacción. Así, para una reacción de primer

orden, para la cual

ckv = (4.14)

la unidad de k es la de v (mol/ l . seg) dividida por una concentración (mol/ l), o sea: 1/

seg.

Para una reacción de segundo orden, 2ckv = 4.15 a)

o BAcckv = (4.15b)

k es la velocidad dividida por una concentración al cuadrado y su unidad es l/ mol. seg.

En general, para una reacción de orden n, nckv = (4.16)

la unidad de k es mol 1-n litro n-1 seg –1 .

4. 4. Análisis de los datos cinéticos En toda investigación cinética se mide, en forma directa o indirecta, la concentración a

distintos tiempos. El problema es expresar la velocidad en forma de una ecuación que

relacione la velocidad con la concentración de los reactivos y a veces, de los productos

y otras sustancias presentes como catalizadores. Si la reacción es de un orden sencillo,

hay que determinar el orden y también la constante de velocidad. Si esto no ocurre

(como en la reacción del hidrógeno con el bromo), hay que determinar la forma de la

ecuación cinética, junto con las magnitudes de las constantes (por ejemplo k y k´ en la

ecuación cinética que rige dicha reacción).

Para abordar estos problemas, existen dos métodos: el método de integración y el

método diferencial.

En el método de integración, se parte de una ecuación cinética que uno supone que se

puede aplicar y que representará el proceso. Por ejemplo, si se cree que la ecuación es

de primer orden se parte de



68

cktdCd=− (4.17)

donde c es la concentración del reactivo. Esta ecuación se transforma por integración en

otra donde se exprese c en función de t, y luego se la compara con la variación

experimental de c respecto de t. Si hay una buena concordancia, se puede determinar el

valor de la constante de velocidad por un proceso gráfico sencillo. Si no hubiera

concordancia, hay que buscar otra ecuación cinética y proceder análogamente hasta

obtener un resultado satisfactorio.

El método diferencial, emplea la ecuación cinética en su forma diferencial, sin integrar.

Los valores de dc/dt se obtienen representando c frente a t, trazando las pendientes y

comparando éstas directamente con la ecuación cinética. Cuando las pendientes se

determinaban sobre papel, existía la desventaja de no tener una buena exactitud, pero

actualmente, este método es más seguro que el anterior y no surgen dificultades

particulares cuando el comportamiento cinético es complejo.

4. 5. Método de integración

4. 5. 1. Cinéticas de primer orden

Una reacción de primer orden puede representarse esquemáticamente como

A P (4.18)

Supongamos que al empezar la reacción (t = 0), la concentración de A es a, y la de P es

cero. Si al cabo de un tiempo t, la concentración de P es x, entonces la concentración de

A será a – x. La velocidad de formación de P es dx/dt, y para una reacción de primer

orden

)( xaktdxd

−= (4.19)

Separando variables se obtiene

tdkxa

xd=

− (4.20)

e integrando

Itkxa +=−− )ln( (4.21)

donde I es la constante de integración. Esta constante se puede calcular teniendo en

cuenta que x = 0 cuando t = 0. Es decir,



69

Ia =− ln (4.22)

Luego, sustituyendo I en la ecuación (4.21) , se obtiene

tkxa

a=

−ln (4.23)

Este ecuación, también se puede escribir como

)1( tkeax −−= (4.24)

o sea, tkeaxa −=− (4.25)

De esta ecuación se deduce que la concentración de reactivo a – x disminuye

exponencialmente con el tiempo, desde un valor inicial a hasta un valor final cero.

Hay varias formas de comprobar si la ecuación propuesta se ajusta a los datos

experimentales. En la Figura IV.2, se muestran dos procedimientos simples.

La Figura IV.2a es una representación de ln [a/ (a-x)] frente a t. De acuerdo con la

ecuación (4.23), los puntos deben quedar en una línea recta que pase por el origen, y

cuya pendiente es k.

Más sencillo es representar ln (a-x) frente a t (Figura IV.2b), dado que la ecuación

(4.25) puede escribirse como

tkaxa −=− ln)(ln (4.26)

con lo que la representación daría una línea recta de pendiente – k que cortaría al eje de

ordenadas en ln a.

Figura IV.2: representación gráfica de ln[a/(a-x)] (curva a) y ln(a-x) en función del tiempo t

para una reacción de primer orden



70

Otro procedimiento consiste en calcular

xaa

t −ln1 (4.27)

para distintos valores de t. Esta cantidad es igual a k si la reacción es de primer orden.

En este caso, los valores no deben presentar desviaciones al avanzar la reacción. Si

existieran desviaciones, habría que buscar otro orden de reacción.

A veces, es conveniente utilizar una cantidad conocida como “vida media” o

“semiperíodo” de una reacción y se trata del tiempo necesario para que desaparezca la

mitad de la sustancia original.

Entre la vida media (τ) y la constante de velocidad (k) existe una relación sencilla. Para

una reacción de primer orden, esta relación se obtiene sustituyendo en la ecuación

(4.23) x por a/2 y t por τ, con lo que se obtiene

k693.0

=τ (4.28)

Por lo tanto, la vida media es inversamente proporcional a la constante de velocidad. Se

puede comprobar que esto es válido para cualquier orden de reacción.

En el caso particular de las reacciones de primer orden, la vida media es independiente

de la concentración inicial a (ecuación (4.28)). Esto es válido sólo para las reacciones de

primer orden.

4. 5. 2. Cinéticas de segundo orden

En el caso de reacciones de segundo orden hay dos posibilidades: la velocidad puede ser

proporcional al producto de dos concentraciones iniciales iguales, o al producto de dos

concentraciones iniciales diferentes. El primer caso se da cuando se parte de un solo

reactivo, proceso que se puede representar esquemáticamente como

2A P (4.29)

También puede darse el caso de una reacción entre dos sustancias diferentes, siempre y

cuando sus concentraciones iniciales sean iguales.

A + B P (4.30)

En tales casos, la velocidad puede expresarse como

2)( xaktdxd

−= (4.31)



71

donde x es la cantidad de A que por unidad de volumen ha reaccionado en el tiempo t, y

a es la cantidad inicial. Separando variables se obtiene

dtkxaxd

=− 2)(

(4.32)

que, al integrarse da

Itkxa

+=−1 (4.33)

cuando t = 0, x = 0, por lo tanto,

aI 1= (4.34)

Entonces,

tkxaa

x=

− )( (4.35)

Ahora la variación de x con respecto a t no es exponencial.

Para comprobar los datos experimentales y calcular la constante de velocidad, también

se pueden aplicar métodos gráficos. Un procedimiento sencillo es representar x/a(a-x)

frente a t. Los puntos deben quedar sobre la línea recta que pase por el origen (Figura

IV.3), cuya pendiente será k. También se puede representar x/(a-x) frente a t, en cuyo

caso la pendiente es ak, lo que permite calcular k.

Figura IV.3: representación gráfica de x/[a(a-x)] en función del tiempo

para una reacción de segundo orden



72

En lugar del método gráfico, se puede calcular el valor de x/ [a t (a-x)] a diversos

tiempos. Si la reacción es de segundo orden, este valor no deberá variar en el tiempo, y

su valor medio puede tomarse como la constante de velocidad.

La expresión de la vida media será

ka1

=τ (4.36)

La vida media es de nuevo inversamente proporcional a k, pero en lugar de ser

independiente de a (como en las reacciones de primer orden), es inversamente

proporcional a a. Este resultado es característico de las reacciones de segundo orden.

Si la velocidad es proporcional a las concentraciones de dos sustancias diferentes y estas

concentraciones no son inicialmente iguales, se tendrá que

)()( xbxaktdxd

−−= (4.37)

y habrá que integrar por el método de fracciones parciales. Se llegará a que

tkxbaxab

ba=

−−

− )()(ln1 (4.38)

Los procedimientos para analizar los resultados son análogos a los mencionados

anteriormente: se representa la cantidad correspondiente al primer miembro de la

ecuación anterior versus t, o se calcula a distintos tiempos la cantidad

)()(ln

)(1

xbaxab

bat −−

− (4.39)

No se puede utilizar el concepto de vida media debido a que las concentraciones

iniciales son diferentes.

4. 5. 3. Cinéticas de orden n

En el caso general de una reacción de orden n, con concentraciones iniciales iguales, la

ecuación cinética es

nxaktdxd )( −= (4.40)

Es decir,

tdkxaxd

n =− )( (4.41)

Integrando y calculando el valor de la constante de integración, se obtiene



73

( )tk

axan nn =

−

−− −− 1111

11 (4.42)

Esta ecuación se aplica a cualquier valor de n, excepto n = 1, en cuyo caso hay que

emplear el tratamiento que conduce a la ecuación exponencial (4.23). Para n = 2, la

ecuación anterior se reduce a la (4.35). De esta forma, se pueden resolver fácilmente

otros casos, incluyendo órdenes fraccionarios.

Para el caso general de una reacción de orden n, su vida media será

1

1

)1(12

−

−

−−

= n

n

aknτ (4.43)

Se ve claramente que la vida media es inversamente proporcional a k, en todos los

casos, e inversamente proporcional a la potencia (n-1) de la concentración.

4. 6. Método diferencial

El método diferencial se basa en las velocidades reales de las reacciones, midiendo las

pendientes en las curvas concentración – tiempo

La idea se basa en relacionar la velocidad con la concentración de un reactivo mediante

la ecuación nckv = (4.44)

Tomando logaritmos,

cnkv logloglog += (4.45)

Por lo tanto, si se determina la velocidad para distintos valores de concentración de

reactivo, la representación del logaritmo de la velocidad frente al logaritmo de la

concentración debe dar una línea recta. La pendiente de dicha recta representará el

orden de la reacción respecto a la sustancia cuya concentración va variando, y la

intersección con el eje correspondiente a log v representa log k.

Este método se puede aplicar de distintas formas. Una de ellas, se describe a

continuación.

Se puede concentrar la atención sobre las velocidades iniciales, o sea, las pendientes al

comienzo de la reacción, midiéndose las velocidades para distintas concentraciones

iniciales. Esto se representa esquemáticamente en la Figura IV.4. En la Figura IV.4a se

representaron curvas para distintas concentraciones iniciales, y se trazaron las tangentes

correspondientes al principio de cada reacción. La pendiente de cada una de ellas que



74

incluye el signo negativo representa la velocidad inicial correspondiente a cada

concentración inicial. En la Figura IV.4b se representan los logaritmos de estas

velocidades frente a los logaritmos de las concentraciones iniciales correspondientes.

La pendiente representa el orden de reacción n.

Al principio de una reacción, se puede estar seguro de lo que hay presente en el sistema

reaccionante. Por el contrario, en etapas posteriores pueden aparecer productos

intermedios que interfieran el curso de la reacción. Por lo tanto, el procedimiento de

velocidades iniciales elimina posibles complicaciones debidas a interferencias entre los

productos y conduce a un orden de reacción que corresponde a la situación más sencilla.

Figura IV.4a (izquierda): representación de la concentración en función del tiempo para

distintas concentraciones iniciales; Figura 4b (derecha): representación de los logaritmos de las

pendientes iniciales en función de los logaritmos de las correspondientes concentraciones

iniciales.

4. 7. Comparación de ambos métodos

El método de integración es probablemente el que más se usa en la interpretación de los

datos cinéticos. Su principal inconveniente es que hay que “probar”: primero se supone

cuál puede ser el orden y luego se comprueba si ese orden responde a los resultados

experimentales. Una de las consecuencias de aplicar este método es que se tiende a la



75

idea de que el orden debe ser un número entero. Si el orden es, por ejemplo 1.8, los

resultados probablemente se ajustarán bien a una ecuación de segundo grado, quedando

inadvertidas las desviaciones respecto a las características de este orden. Actualmente,

está prácticamente superado este problema, dado que si se hace un programa simple, se

puede determinar el valor de la pendiente (entera o decimal) con muy buena exactitud y

en pocos minutos.

El método diferencial es más correcto teóricamente. Su principal inconveniente es, a

veces, que las pendientes no se pueden determinar con mucha precisión.

67.30 - Combustión - Unidad V


76

Unidad V: Teoría de llamas

5. 1. Reacciones de combustión

5. 1. 1. Clasificación

La reacción entre un combustible y un oxidante puede tener lugar de distintas maneras,

dependiendo de la velocidad de propagación del frente de llama.

Distinguimos tres regímenes:

• Oxidación lenta, en la cual la liberación de calor por unidad de tiempo es

muy baja, y no se aprecia la característica principal de la llama: luminosidad.

• Deflagración, en la cual el frente de llama o zona de reacción se propaga a

una velocidad inferior a la velocidad local del sonido. Este es el modo

común de combustión.

• Detonación, en la cual el frente de llama se propaga a una velocidad superior

a la del sonido. Es el modo de combustión de las explosiones.

La oxidación lenta no es más que un caso límite de la deflagración, y no tiene mayor

interés práctico en el estudio de la combustión.

Si bien los dos últimos casos pueden presentarse independientemente, es común que la

detonación se produzca como transición de una deflagración. Por ejemplo, si un tubo

lleno de mezcla inflamable es encendido por el extremo abierto, los gases quemados se

expandirán al ambiente y la combustión será una deflagración. Si en cambio se lo

enciende por el extremo cerrado, la expansión de los gases quemados puede impulsar al

frente de llama hasta que alcance una velocidad igual o superior a la del sonido en la

mezcla fresca. Se genera entonces una onda de choque que eleva notablemente la

temperatura en el frente de llama, acelerando la reacción y dando lugar a una

detonación.

5. 1. 2. Diferencias

Supongamos el caso en que una onda de combustión se está propagando en un conducto

de sección constante lleno de mezcla combustible. Indicamos con 1 y 2 los estados antes

y después del paso del frente de llama. Si ubicamos el sistema de ejes sobre el frente de

llama obtenemos la situación de la Figura V.1.



77

Figura V.1: Frente de llama estacionario en un conducto

Este tipo de experimento ha sido realizado para diversos combustibles y condiciones

experimentales. La Figura V.2 muestra resultados típicos para casos de deflagración y

detonación.

Figura V. 2: Diferencias entre detonación y deflagración

Se aprecia que la detonación no solamente es mucho más veloz que la deflagración, sino

que hay otras diferencias fundamentales tales como el aumento de presión en los gases

quemados y la deceleración (relativa al frente de llama).

En lo sucesivo estudiaremos solamente la combustión del tipo deflagración.

5. 2. Clasificación de llamas

Las llamas se pueden clasificar según el tipo de movimiento de los fluidos que

intervienen, en llamas laminares y turbulentas. También se diferencian las llamas en las

que los reactantes arriban separados o perfectamente mezclados, o sea, llamas de

difusión y llamas premezcladas. En la práctica pueden presentarse llamas de tipo

intermedio, es decir, llamas parcialmente premezcladas, o llamas en las que una de las

corrientes es laminar y la otra turbulenta. Estos casos son los más difíciles de analizar.



78

5. 3. Llamas laminares

Las llamas laminares se caracterizan por tener números de Reynolds bajos, inferiores a

2000, aproximadamente. Se presentan comúnmente en quemadores físicamente muy

pequeños (orificios de gas).

5. 3. 1. Llamas laminares de difusión

En estas llamas los reactantes se mezclan por el proceso físico de difusión molecular. El

frente de llama se ubica en la zona donde la mezcla es aproximadamente

estequiométrica, aunque la zona de mayor luminosidad (que es lo que generalmente se

considera llama) está ubicada en una capa ligeramente rica respecto al frente de llama.

Las llamas de difusión laminares ocurren cuando aire y combustibles arriban separados

y cuando el número de Reynolds del flujo es suficientemente bajo para no permitir la

aparición de turbulencia. Los ejemplos de tales llamas incluyen fugas de gas de muy

pequeño diámetro, llamas alrededor de gotas, la llama de una vela y de quemadores de

mecha.

En la mayoría de los casos, la combustión es controlada por el mezclado por difusión de

los reactantes, que puede ser descripto por medio del campo de fracción de mezcla. Las

reacciones químicas son realmente rápidas comparadas con la velocidad de mezcla de

modo que la mezcla está en el estado de reacción completa. Esta forma conceptual de

describir el proceso de combustión en términos del mezclado (medido por la fracción de

mezcla) y el estado de reacción (completo, o en algunos casos, incompleto) es un

concepto muy útil para comprender la combustión no premezclada, ya sea laminar o

turbulenta. Dado que en muchos casos es la mezcla la que controla el proceso, la

información obtenida sobre mezclado, aún en flujos no reactivos, es muy útil para el

estudio de la combustión. El caso más común de estas llamas es la llama de chorro

redondo de gas en aire a muy baja velocidad. Si el caudal de aire que rodea la llama es

suficiente para la combustión, se genera una llama cerrada de forma típica, tipo pincel

de artista. Si el caudal de aire es insuficiente (llama subventilada en un conducto) se

forma una llama tipo tulipa (Figura V.3).



79

Figura V. 3: Llamas laminares de difusión

El problema modelo de mayor interés es la llama de difusión de un chorro redondo.

Primero consideraremos el mezclado de un chorro redondo. Esto es de por sí interesante

ya que podemos usar la información sobre el mezclado para predecir en qué zona del

campo, el flujo será encendible. El campo de fracción de mezcla puede ser usado luego

para predecir la composición de las varias especies y los perfiles de temperatura en un

chorro de combustible, o sea, una llama de chorro redonda.

5. 3. 1. 1. Mezclado en chorros laminares

Sea un chorro laminar de radio rc, diámetro Dc y perfiles iniciales de velocidad

uniformes uc, temperatura Tf y fracción de masa de la especie i, yi,f, que descansa en aire

quieto a temperatura To y una composición dada por las fracciones yi,o. Para el caso

estacionario, escribimos la ecuación de la fracción de mezcla:

0

=−

ixf

Di

xi

x

fi

u∂∂

ρ∂

∂

∂

∂ρ (5.1)

donde el coeficiente de difusión es .PrPr

DCp

===ν

ρ

µ

ρ

λ (5.2)

siendo Pr el número de Prandtl.

En coordenadas cilíndricas, para flujo axisimétrico:

0

1

=−+

rf

Drrr

fv

x

fu

∂∂

ρ∂

∂

∂

∂ρ

∂

∂ρ (5.3)

ya que desestimamos la difusión en el sentido axial ρDdf/dx, porque asumimos un

número de Reynolds Re = Duc/υ alto.



80

Suponemos que la viscosidad cinemática υ es constante. A números de Reynolds

relativamente altos, los contornos de mezcla serán figuras elongadas, y la difusión axial

puede despreciarse por ser bajos los gradientes df/dx, excepto muy cerca del inyector,

donde la ecuación anterior no es válida.

El campo de velocidades obedece las ecuaciones de continuidad y cantidad de

movimiento:

0) (1)( =+ rvrr

ux

ρ∂∂ρ

∂∂ (5.4)

0

1

=

−+

rur

rrruv

xuu

∂∂ρν

∂∂

∂∂ρ

∂∂ρ (5.5)

donde nuevamente hemos despreciado la difusión en sentido axial, asumiendo que el

entorno es suficientemente abierto para no generar un gradiente de presiones axial.

Las condiciones de borde son:

x = 0 ; r < rc ; f = 1; u = uc

r > rc ; f = 0 ; u = 0

x > 0 ; r → ∞; f → 0; u → 0

La solución explícita de estas ecuaciones es: 2

22Re

2563

1Re

32

3−

+=≡

xr

xc

Df

cu

u (5.6)

22

2Re256

31

22Re

2563

12Re

64

3−

+−=

xr

xr

x

Dc

cu

v (5.7)

Las curvas de igual concentración, las isotermas, y las curvas de igual velocidad axial se

pueden obtener dando valores a f y resolviendo las ecuaciones V.6 y V.7 para r/x o,

mas comúnmente, expresando x en radios de chorro rc:

−

=

Dcx

xDc

frcr

rRe

2/1

12/1

Re1323

3

32 (5.8)

Las cotas de las curvas son u/uc o f, indistintamente. La Figura V.4 muestra estas curvas

para varios valores de f.



81

Figura V. 4: Contornos del chorro redondo

Se nota que el largo de los campos de flujo y de mezcla son proporcionales al número

de Reynolds, mientras que el ancho no lo es. El largo xL de una curva de fracción de

mezcla f sobre el eje de simetría (r = 0) es

xL/ Dc = 3 Re/ (32 f) , (5.9)

o dicho de otra manera, f (y también u/uc) sobre el eje son proporcionales a 1/x.

El chorro arrastra el fluido circundante y el caudal total del chorro aumenta linealmente

con x, dado que se puede demostrar que

∫∞

==0

8 2 xdrrum νρπρπ& (5.10)

La masa añadida al chorro por unidad de tiempo tiene un gradiente:

constante 8 == νρπdxmd &

(5.11)

Se ve que el flujo de masa del chorro y el arrastre de masa son independientes de uc y

Dc para el chorro laminar.

Para el chorro no reactivo, la temperatura y las fracciones de masa se obtienen

directamente de la fracción de mezcla:

T = f Tf + (1 - f) To (5.12)

yi = f yi,f + (1 - f) yi,o (5.13)

Las isotermas (T = constante) y curvas de composición yi constante se pueden trazar

usando estas relaciones como curvas de f = constante y la ecuación de r/rc dada

anteriormente.

Los límites de ignición, si están dados por φP y φR para mezclas pobres y ricas, pueden

convertirse en curvas de f = constante por medio de

f = φ fs / (1 -fs + φ fs) (5.14)

y trazarse curvas de límite de inflamabilidad superior e inferior.



82

5. 3. 1. 2. Llamas laminares de difusión de chorro redondo

En condiciones de flujo reactivo las ecuaciones de f, continuidad y Navier-Stokes dadas

para el chorro no reactivo aún son válidas, y las soluciones son aplicables si las

propiedades del fluido permanecen esencialmente constantes; por ejemplo, si los

reactantes están diluidos en un 99% de gas de baño inerte.

En condiciones de combustión, la densidad y la viscosidad cambian debido a la

generación de calor. Los términos de flotación que fueron despreciados, se vuelven

importantes y, en realidad, el campo es controlado por las fuerzas de masa (flotación).

Sin embargo, para un chorro apuntando verticalmente hacia arriba, los efectos de

temperatura y flotación en gran medida se compensan y la solución dada para u /uc ≡ f

aún da una imagen cualitativamente aceptable del campo.

Por razones de simplicidad ignoraremos los efectos de flotación y variación de

propiedades físicas en el análisis que sigue, y asumiremos que el campo de fracción de

mezcla está dado por la ecuación de chorro no reactivo.

Como se ha mencionado, las velocidades de reacción son generalmente más altas que

las de mezcla difusiva, por lo que el estado de la mezcla debiera aproximarse al de

equilibrio químico.

En condiciones de química rápida, los reactantes no pueden coexistir, de modo que o

bien yFU = 0 o yO2 = 0. La zona de reacción ú hoja de llama se encuentra en la superficie

definida por yFU = yO2 = 0, o sea

f (hoja de llama) = fs

Luego, la hoja de llama coincide con la superficie de fracción de mezcla

estequiométrica. La figura anterior, entonces, se puede también interpretar como la

forma de las llamas cuyas fracciones de mezcla estequiométrica están dadas por los

valores indicados.

El largo de la llama se puede estimar de la ecuación de xL para f = fs

s

cc

s

csL f

DufDffxL

323Re

323)(

2

ν≅≅== , (5.15)

y usando este valor de L obtener el radio de la llama como

2/11

3

3

−≅

xL

Lx

fcrr (5.16)

Esta expresión tiene un máximo en x/L = 9/16, donde



83

))/(1(16

9

16

9stCA

sfcr

maxr+≅≅ (5.17)

De lo anterior deducimos que el ancho de la llama es independiente del flujo másico, ya

que sólo depende de la estequiometría. El largo aumenta con la velocidad del chorro,

pasando de una llama corta y gruesa a una larga y esbelta, tipo pincel. El largo de la

llama es en realidad proporcional al flujo másico π D2c ρ uc/4, de modo que para obtener

una llama más corta para la misma potencia (equivalente al flujo de combustible) se

deberían usar más orificios, mientras que para una llama larga, se usa un solo orificio.

Estas aproximaciones no tienen en cuenta los efectos de temperatura y flotación.

Cuando f > fs dentro de la hoja de llama habrá un exceso de combustible y no habrá

oxígeno, y viceversa fuera de la hoja de llama. La variación de f puede estimarse

reordenando la ecuación de f en función de L, fs y x: 2

222

31

−

+

≅

xL

rrf

xLff

c

ss (5.18)

Obtenida f, las curvas de valor constante para la temperatura y fracciones de masa

pueden obtenerse de las relaciones dadas por la reacción de un solo paso dentro y fuera

de la hoja de llama.

Los productos se forman en la hoja de llama y se libera calor. Luego, se difunden

alejándose de la hoja de llama; esta difusión contraria de reactantes y productos hacia y

desde la hoja de llama es una característica inherente a las llamas de difusión.

La flotación tiene poco efecto sobre la longitud de la llama dada por las fórmulas, y la

ecuación (5.18) da buenos resultados con valor promedio de ν = 0.7 cm2/seg apropiado

para la alta temperatura en las llamas. La flotación, por otra parte, sí tiene gran

influencia en la velocidad de los gases, y produce llamas más delgadas que las

calculadas más arriba. Para llamas con efecto de flotación se puede consultar

“Combustion and Flame”, Volumen 63, pag 349-358 (1986).

La Figura V.5 muestra perfiles medidos y calculados de una llama de difusión de chorro

de metano en un conducto, con una corriente de aire co-fluyente. El diámetro del tubo

era de 50.8 mm y el de la llama 12.7 mm. La altura de llama era de 58 mm para un

caudal de 5.7 ml/ seg de metano. Se muestran perfiles radiales a 1.2 y 5 cm sobre la cara

del quemador.



84

Figura V. 5: Llama de difusión de metano en aire

La Figura V.5 muestra que la estructura de la llama es, en general, aquella calculada por

la teoría simple del caso anterior. Los cálculos teóricos que se muestran están basados,

como el caso anterior, en un modelo de un solo paso. Las ecuaciones, sin embargo,

incluyen el chorro co-fluyente que envuelve a la llama, y el efecto de flotación, y se



85

aprecia que se predice correctamente el diámetro de la llama, que es mucho menor que

el dado por las ecuaciones vistas, debido a estas diferencias.

Un examen más detallado de esta figura revela que la zona de reacción no es una simple

hoja de llama como en el modelo de un solo paso. El metano desaparece en un punto

considerablemente más allá de donde desaparece el oxígeno. Al parecer hay una zona

doble de reacción, con producción de CO y H2 como productos intermedios de la

oxidación parcial del CH4.

La Figura V.6 muestra la forma de la llama y los contornos de flujo y de mezcla

calculados para esta llama.

Figura V. 6: Llama de difusión



86

5. 3. 2. Llamas laminares premezcladas

5. 3. 2. 1. Introducción

La propagación de una llama u onda de combustión a través de una mezcla combustible

es un fenómeno bien conocido. La Figura V.7 muestra un quemador de llama plana.

Figura V. 7: Quemador de llama plana

Estas llamas también se pueden observar como llamas de propagación en tubos o como

llamas esféricas propagándose desde una fuente de ignición. La llama divide una región

de mezcla reactante fría de la zona de gases de combustión calientes.

Si la mezcla no quemada es no turbulenta y la aerodinámica del campo de flujo en

general lo permite, la llama se propaga como un frente liso, no turbulento. La llama

laminar ideal es plana y adiabática. Siendo así, se propaga hacia la mezcla fresca con

una velocidad de quemado Su (relativa al gas no quemado) que solo depende de las

propiedades de la mezcla fresca: tipo de combustible, fracción de mezcla, temperatura,

presión, etc. La llama es una región delgada en la que tienen lugar el precalentado, la

ignición y combustión. Su espesor a presión atmosférica para la mayoría de las llamas

es del orden de 1 mm.



87

5. 3. 2. 2. Estructura y mecanismo de la llama

La Figura V.8 muestra la variación de temperatura, velocidad y composición a través de

una llama laminar de metano-oxígeno a baja presión (0.1 atm); la baja presión aumenta

el grosor de la hoja de llama.

El flujo de mezcla no quemada entra por la izquierda de las figuras. Corriente arriba del

borde de la zona luminosa no hay prácticamente reacciones químicas y el aumento de

temperatura en esta zona se debe principalmente a la conducción. A ésta se la llama

zona de precalentamiento, y la temperatura decae exponencialmente con la distancia

corriente arriba.

La difusión de especies (reactantes, intermedias y productos) también sucede en la zona

de precalentamiento.

Continuando desde la zona de precalentamiento, se halla la zona de reacción principal,

que es un poco más ancha que la zona luminosa, y en la cual tiene lugar la mayoría de

las reacciones químicas. A ésta, le sigue una zona de quemado final donde se queman el

CO (a CO2) y los productos intermedios, y los radicales se recombinan. En esta zona, el

aumento de la temperatura es mínimo, y la temperatura final será cercana a la

temperatura adiabática de la llama, dependiendo de las pérdidas de calor por radiación,

etc.

Con respecto al mecanismo de propagación de la llama se puede construir la siguiente

imagen. La difusión de calor (por conducción) y de especies activas ocurre desde los

gases quemados hacia los reactantes. En algún punto, la temperatura y la concentración

de especies activas alcanzan niveles tales que las velocidades de reacción aumentan

significativamente, y la reacción procede entonces exponencialmente. Debido a la forma

de Arrhenius de la velocidad de reacción y, por consiguiente, la dependencia

exponencial con la temperatura, es posible hablar de una “temperatura de ignición”, por

debajo de la cual la velocidad es insignificante, y por encima es muy alta. Las teorías

primitivas de propagación de llama postulaban al mecanismo de conducción del calor

como el principal en la propagación de la llama, hasta su temperatura de ignición.

Luego, cuando se reconoció la importancia de los radicales activos en la creación de

desvíos de cadena se postuló la difusión hacia los reactantes de dichos radicales, lo que

dio origen a intentos de relacionar la velocidad de la llama con parámetros tales como la

concentración de átomos de Hidrógeno en los gases de combustión en equilibrio. Hoy se

reconoce que ambos mecanismos, en forma acoplada, son importantes.



88

Figura V. 8: Llama premezclada laminar



89

5. 3. 2. 3. Velocidad de llama

Se presentan en esta sección algunas mediciones experimentales de la velocidad de

llama.

La Figura V.9 muestra el efecto de la equivalencia en la velocidad de llama. Esto se

compara con la Figura V.10, donde se muestran variaciones típicas de la temperatura de

llama con la equivalencia.

Figura V. 9: Velocidad de llama y riqueza de mezcla

En general, la velocidad y temperatura tienen su máximo en el mismo valor de

equivalencia. Para llamas de Hidrógeno en aire, la alta difusividad y conductividad

térmica del Hidrógeno trasladan el pico a mayores valores de equivalencia. La Figura

V.11 muestra algunos valores del coeficiente de difusividad.

Para llamas de CO en aire, el pico a altos valores de equivalencia debe tener alguna

explicación cinética.



90

Figura V. 10: Temperatura de llama y riqueza de mezcla

Figura V. 11: Coeficientes de difusividad

Estas gráficas solo pueden extenderse hasta los límites de inflamabilidad, listados en la

Figura V.12.



91

Figura V. 12: Límites de inflamabilidad

El efecto de la presión en la velocidad de la llama se muestra en la Figura V.13 para

algunas llamas típicas. Experimentalmente se encuentra que n

bpap

bSuaSu

=

)()(

)()( (5.19)

Para la mayoría de los hidrocarburos, el exponente n ≅ 0.

Figura V. 13: Presión y velocidad de llama



92

5. 3. 2. 4. Aerodinámica de la llama

Cuando la mezcla reactante fluye a una velocidad mayor que la velocidad de llama, la

llama puede propagarse como una llama oblicua como se muestra en la Figura V.14.

Figura V. 14: Llama oblicua

El componente de velocidad de flujo normal al frente de llama es igual a la velocidad de

llama, y tenemos

Su = U sen α (5.20)

ρu Su = ρb Sb (5.21)

Para un flujo uniforme que sale de un quemador, la llama idealmente tomaría una forma

cónica, con una altura de llama dada por

1

2

−=

uS

U

r

h (5.22)

En la práctica la forma de la llama se desvía de la ideal, como se muestra en la Figura

V.15.

Esto se debe, entre otras causas, a que:

• La velocidad no es uniforme en la mezcla fresca debido a las capas límite en el tubo.

• El flujo de productos es afectado por el campo de presiones que establece la

presencia de la llama.

• Las pérdidas de calor de la llama hacia el tubo del quemador reducen la velocidad

de llama cerca del orificio.



93

• La velocidad de la llama aumenta cerca del extremo debido a que el radio de

curvatura de la llama es del orden del espesor de la llama, y está lejos de ser una

llama plana.

Figura V. 15: Llama cónica y recorrido de partículas

Las diferencias de presión que origina la presencia del frente de llama son muy

pequeñas, en el caso del tipo de combustión que se ha venido discutiendo, que se

clasifica como deflagración. Para una llama unidimensional es típica una caída de

presión de 7 10-6 de la presión corriente arriba de la llama (Pu).

La curvatura del frente de llama afecta la velocidad de la llama. En la práctica, cuando

los coeficientes de difusión del combustible y el oxidante son muy diferentes, la

curvatura del frente de llama puede causar una difusión diferencial significativa de

algunos de los reactantes hacia afuera de la zona de reacción, cambiando el valor

aparente de la equivalencia y afectando la velocidad de la llama. Esta difusión

preferencial puede ser tan grande que el remanente de mezcla esté fuera de los límites

de inflamabilidad, generándose las llamas de tope abierto.



94

5. 4. Llamas turbulentas

5. 4. 1. Llamas turbulentas de difusión

5. 4. 1. 1. Mezclado de chorros turbulentos

5. 4. 1. 1. 1. Introducción

La combustión en motores diesel, turbinas a gas, muchos hornos industriales, e

incendios, es esencialmente no-premezclada y altamente turbulenta. La llama de chorro

de difusión turbulenta es el problema modelo para tales sistemas.

Estas llamas tienen muchas características en común con las llamas laminares de

difusión.

Nuevamente comenzamos considerando un chorro uniforme inerte y nos ocupamos del

rol de la fracción de mezcla en la estructura de la llama.

5. 4. 1. 1. 2. Estructura de la turbulencia

La Figura V.16 muestra una imagen instantánea de la sección sobre el eje de un chorro

turbulento.

Figura V. 16: Chorro turbulento

Hay una región de fluido turbulento que contiene movimientos en torbellino

turbulentos, que es contaminada por la especie i del chorro, y que tiene exceso de

temperatura. Está separada del fluido circundante, puro y no-turbulento, por una

frontera bien definida, llamada “supercapa viscosa”. El fluido circundante es no-



95

vorticoso y aunque puede haber movimiento, inducido por las fluctuaciones de presión

debidas al movimiento turbulento dentro del chorro, la vorticidad sólo puede

diseminarse por procesos moleculares a través de la supercapa viscosa.

Dentro del fluido del chorro existen movimientos de escala grande y éstos contorsionan,

doblan y envuelven la supercapa lo necesario para proveer la superficie que necesita la

difusión viscosa. La contaminación del fluido circundante por la especie y la

temperatura del chorro ocurre de manera similar, a través de la supercapa. Un proceso

similar existe dentro del chorro mismo, con la turbulencia consumiendo fluido no

contaminado. Pasando aproximadamente 5 diámetros en la dirección axial no queda

flujo de chorro sin contaminar.

La velocidad, temperatura y concentración de la especie i dentro del chorro turbulento

varían con el tiempo, y en la Figura V.16 se indican trazas típicas. Cerca del borde del

flujo las señales de temperatura y especie son intermitentes y hay, por consiguiente, una

estructura correspondiente de velocidad, con períodos relativamente quietos que

corresponden al pasaje por el punto de medición de flujo circundante no-contaminado.

Si las condiciones son estacionarias en el tiempo, el valor medio de estas señales no

variará con el período de medición Z.

Condiciones similares se aplican a T e y .

El valor cuadrático medio (rms) de las fluctuaciones es también independiente del

tiempo de medición.

En cambio, si el flujo sí varía con el tiempo, como en un motor de explosión, la media y

rms se obtienen por promedio de un conjunto de experimentos. La media y la rms son

dos medidas de las características de la amplitud de la señal. Una descripción completa

de la variación de la señal viene dada por la función de densidad de probabilidad (PDF)

de la amplitud. La PDF de la fracción de mezcla f tiene gran importancia en flujos

reactivos. La Figura V.17 muestra las PDFs para varios tipos de señal. Notar que para la

fracción de mezcla p(f) solo puede ser positiva y definida para 0< f <1.

La Figura V.18 muestra algunas PDF medidas en un flujo turbulento libre.

Las funciones delta o de pico en f = 0 corresponden al fluido externo puro. La

componente cuasi-gaussiana de cada PDF corresponde al flujo totalmente turbulento.

La transición entre el pico y la curva cuasi-gaussiana corresponen al fluido de la

supercapa que, en realidad, tiene un espesor finito.



96

Figura V. 17: Formas de PDF

Figura V. 18: PDFs experimentales

Finalmente, se debe notar que dada una variable Q = Q (f) (por ejemplo, escalares

conservados en química rápida) se puede promediar con la PDF de f :

.1

0)()(∫= dffpfQQ (5.23)



97

5. 4. 1. 1. 3. Predicción de propiedades promedio

La información instantánea de los campos de flujo y de escalares es muy difícil de

predecir y de dudosa utilidad. La Figura V.19 muestra curvas de contorno instantáneas

de f, y de su media y rms para un chorro confinado mezclándose con una corriente

cofluyente.

Figura V. 19: Fracción de mezcla instantánea, media y rms

Las curvas instantáneas son muy complejas y cambian continuamente durante la

medición. Para usos ingenieriles es suficiente con especificar los dos primeros

momentos (media y rms).

Para flujos de alto número de Reynolds y densidad uniforme es posible derivar

ecuaciones diferenciales de conservación de masa, cantidad de movimiento, fracción de

mezcla y su rms, ecuaciones que se resuelven por métodos numéricos. Estos modelos

empíricos dan bastante buenos resultados para la mezcla de chorros no reactivos. Por lo

tanto, se hallan soluciones similares a las previamente encontradas: 22

8.6319.5

−

+=

x

r

cDxcu

u (5.24)

TDT

x

r

cDx

f

ν22

8.6313.5

−

+=

(5.25)

con un número de Schmidt turbulento (νT/DT) de aproximadamente 0.7. Comparando

estas soluciones con las del chorro laminar se obtiene que ucDc/νT >> 68. Las gráficas



98

de mezclado y de velocidad serán entonces similares a las ya vistas para un Re = 68,

excepto que los contornos de fracción de mezcla se ubican en radios ligeramente

mayores (63.8 es mayor que 3Re2/256 y 5.3 es menor que 3Re/32). La Figura V.20

muestra la variación de algunas propiedades medidas en un chorro redondo de aire

caliente. Mediciones más recientes indican valores de f’ algo más alto en el eje lejos del

inyector (f’/f ≅ 0.23).

(a) Velocidad media (b) Fracción de mezcla media

(c) Valores en el eje (d) Intermitencia

(e) Valores cuadráticos medios (f) Tensiones de Reynolds

Figura V. 20: Chorro turbulento en aire



99

Cuando la densidad del chorro es distinta de la del fluido circundante, la velocidad y la

composición lejos del inyector se pueden predecir con lo anterior si se reemplaza el

diámetro del chorro por un diámetro efectivo Dce, definido por

21

0

= ρρDD C

CCE . (5.26)

5. 4. 1. 2. Llamas de difusión turbulenta

5. 4. 1. 2. 1. Teoría del escalar conservado en química rápida

En condiciones turbulentas de reacción química, la definición de fracción de mezcla y

sus ecuaciones de transporte para la media y la varianza aún se pueden aplicar.

Los métodos teóricos que se basan en escalares conservados tales como la fracción de

mezcla f tienen la ventaja de evitar tratar de promediar el término de velocidad de

reacción. Por ejemplo, el promedio de la velocidad de reacción para la especie F en la

reacción aF + bO → Productos es

_____________

RTE

bO

aFF

RTE

bO

aFFF eyyAeyyAw

−−−≠

−= (5.27)

donde A y E son constantes.

El error introducido al usar la última expresión puede ser de varios órdenes de

magnitud, particularmente cuando la química es rápida y es la mezcla la que controla la

velocidad.

En el método de escalar conservado el campo de mezcla se obtiene resolviendo

ecuaciones de transporte para f y su rms. Si asumimos que los efectos de la densidad se

pueden corregir como se vio anteriormente, el promedio de f estaría dado por:

TDT

x

r

f

c

cDx

f

ν

ρ

ρ22

8.6313.5

−

+=

(5.28)

y frms/f se obtendría de una figura como la V.20 (c) y (e). En la última ecuación, ρf es la

densidad media en la región de la llama y no la del fluido circundante ρo, dado que esta

ecuación sale de balancear cantidades de movimiento y la mayor parte del impulso

cerca del eje es el de la llama, cuya densidad es más cercana a ρf que a ρo. Igual que en



100

el caso de la llama laminar, la llama estará ubicada en la superficie de contorno donde f

= fs. Luego, la longitud media de la llama estará dada por:

F

c

sc

m

fDL

ρρ3.5

≅ (5.29)

La longitud visible de la llama será mucho mayor ya que hay una buena probabilidad

que el valor instantáneo de f sea igual a fs si f~ es bastante menor que fs. Para ver esto,

recurriendo a las gráficas de las PDF dadas anteriormente, vemos que en el eje el

máximo valor alcanzado por f es aproximadamente 2 frms más alto que la media.

Digamos

s

frms

ff =+ 2 o bien, 46.1

21

sf

frmsf

sff =

+

= , donde hemos tomado 23.0≅frmsf

en

el eje del chorro. Con este valor de f resulta una longitud de llama visible

c

m

F

c

sc

v

DL

fDL 46.146.13.5 ≅=

ρρ . (5.30)

Para una llama de difusión de hidrógeno en aire ρc = 0.083 kg/m3; ρf = 0.15 kg/m3, fs

= 0.0283, lo que resulta en Lm ≅ 140 Dc; Lv ≅ 200 Dc. La Figura V.21 muestra valores

de Lm / Dc en función del número de Froude Uc/ g Dc; el número de Froude nos indica

la influencia de la flotación , y esta es tal que aumenta el mezclado y acorta la llama.

La solución obtenida para Lm sería aplicable a un número de Froude infinito; se aprecia

que ésta sobrepredice la longitud de llama en un 10%. En la figura V.21(b) se ve que la

longitud de llama visible Lv sería de unos 130 Dc, que es 1.4 veces el valor dado en

V.21(a), lo que estaría de acuerdo con la teoría desarrollada anteriormente, es decir, Lv /

Lm estaría bien, es Lm la que es muy alta. La figura (b) también muestra que para un

número de Froude dado las concentraciones de las especies principales son

independientes del número de Reynolds y de la escala de tiempo del problema Dc / Uc.

Esto es consistente con la Hipótesis de Similaridad y la presunción de química rápida.

La considerable superposición de los perfiles de H2 y O2 en la figura (b) no indica, por

supuesto, lentitud de las reacciones químicas sino el resultado de las fluctuaciones de la

fracción de mezcla. El punto de muestreo está alternativamente en el lado rico y en el

lado pobre de la llama. Las composiciones y temperaturas medias pueden obtenerse



101

asumiendo química rápida y usando el método de un solo paso o equilibrio químico,

para obtener valores de equilibrio yie(f) y Te(f). Los valores medios entonces se

obtendrían promediando con la PDF.

Figura V. 21: Llama de hidrógeno en aire

De manera similar se obtienen las fracciones molares.

Se ve que el efecto de la turbulencia es aumentar las concentraciones medias de los

reactantes y disminuir las de los productos con respecto a los valores perfectamente

mezclados o “laminares”, y la diferencia es proporcional al valor rms de la fracción de



102

mezcla. Se puede encontrar una relación similar para la temperatura, utilizando las

relaciones lineales del modelo de un solo paso.

La teoría así presentada desprecia los efectos de flotación en la mezcla y la mayoría de

los efectos de las grandes diferencias en densidad. Estos factores hacen dudoso el uso

directo de los datos obtenidos del mezclado de chorros inertes de densidad uniforme.

Afortunadamente, es posible resolver las ecuaciones de balance para los campos de

flujo y fracción de mezcla incluyendo densidades variables, el efecto de flotación, y

otros factores tales como corrientes co-fluyentes, y así obtener mejor acuerdo con los

resultados experimentales para llamas de hidrógeno en aire.

Para llamas de hidrocarburos en aire ni el modelo de un solo paso ni el de equilibrio

completo funcionan bien ya que modelan pobremente el CO. Las correlaciones entre

especies y fracción de mezcla obtenidas de experimentos laminares se pueden utilizar

para pesarlas con una PDF y obtener promedios para llamas turbulentas, con buen

resultado como indica la Figura V.22.

Figura V. 22: Modelado de llamas de difusión

Los perfiles radiales de composición muestran la misma superposición de oxígeno y

combustible que se habían visto anteriormente. Se reitera que esto no se debe a la

lentitud de las reacciones químicas sino al comportamiento fluctuante, básico a la

turbulencia.

5. 4. 1. 2. 2. Aplicación al diseño de combustores



103

La Figura V.23 muestra predicciones y mediciones de la fracción de mezcla en un horno

cilíndrico con gas de alumbrado y aire quemando en un quemador anular.

Figura V. 23: Quemadores de hornos y cámaras de combustión



104

Las predicciones se hicieron en el modelo de densidad uniforme, axisimétrico, visto

anteriormente, un modelo muy simple de turbulencia para νT y DT, y un modelo muy

elemental de obtener ρ a partir de f.

Se ve que el mezclado es muy importante en la determinación de la forma de la llama y

su longitud en este horno y, en consecuencia, de la radiación a las paredes. La fórmula

simple del chorro daría un largo de llama de unos 100 diámetros del inyector en lugar

de los 35 diámetros observados. El modelado utilizando resultados de flujos fríos es una

técnica usual para determinar los contornos de mezclado en estos diseños, pero

últimamente el modelado numérico está siendo más utilizado a medida que se vuelve

más rápido y barato.

En el estado actual del modelado de flujo y combustión en sistemas turbulentos se

pueden sacar las siguientes conclusiones:

1) Es posible modelar sistemas tridimensionales.

2) Existen métodos para modelar la transferencia de calor por radiación.

3) También se pueden modelar gotas, partículas de carbón y cenizas.

4) Se pueden modelar flujos variables en el tiempo (motores alternativos).

5) Se promedia utilizando el proceso de Favre para tener en cuenta las fluctuaciones

grandes de densidad.

6) Aún hay problemas en predecir el transporte en el caso de flujos con rotación o gran

curvatura de la línea de corriente.

7) La cinética de la fase gaseosa en flujo turbulento aún es el problema de

investigación más significativo.

Por medio de la simulación numérica se están obteniendo resultados muy útiles en

combustores de turbinas de gas, hornos de fundición de vidrio, hornos de cemento, y

muchos otros.



105

5. 4. 2. Llamas turbulentas premezcladas

5. 4. 2. 1. Introducción

En la práctica los combustores utilizan combustión turbulenta, debido a los altos

números de Reynolds del flujo y a las mayores intensidades de combustión que se

pueden obtener con la combustión turbulenta. La combustión turbulenta homogénea (en

fase gaseosa) puede clasificarse en principio en premezclada o de difusión, aunque en

muchos casos ocurren ambos tipos. Los ejemplos de llamas turbulentas premezcladas

incluyen grandes quemadores de calderas de gas, la llama en el motor de CI, y los

posquemadores de los motores a reacción. Otras clasificaciones podrían ser

estacionarias, ya sean abiertas (quemador Bunsen abierto) o cerradas (posquemador del

reactor) y transitorias (generalmente cerradas como en el motor de CI o las llamas en

tubos). Estas clasificaciones son importantes ya que la interacción entre la mecánica de

los fluidos y la onda de combustión es crucial. Es esta interacción la que hace a la teoría

de llamas turbulentas tan importante, ya que a diferencia de la llama laminar, la

velocidad de la llama no depende solamente de las propiedades de los reactantes.

Desafortunadamente, la teoría de llamas turbulentas no ha progresado mucho desde la

suposición original de Damkohler sobre los efectos de la turbulencia en la onda de

combustión. El postuló que los efectos eran de dos tipos; la turbulencia de mayor escala

servía para arrugar el frente de llama, aumentando el área y, como cada porción del

frente aún se propagaba con la velocidad laminar, la velocidad global de la llama

aumentaba. Además, la turbulencia de menor escala aumenta la difusividad de calor y

materia dentro del frente de llama y la velocidad de la llama también aumentaría.

Aunque estos conceptos de los efectos de la turbulencia en la estructura del frente de

llama aún sirven de base al trabajo actual, hoy se reconoce que las propiedades de la

turbulencia en la mezcla fresca no son suficientes para definir el problema, y otros

efectos como la “turbulencia generada por la llama” y el problema del acoplamiento

entre el frente de llama y el campo turbulento son cruciales para el problema.

En la década del 50 se libró una gran “batalla” entre los seguidores del modelo de

llamas turbulentas basado en la hoja de llama arrugada, y los que proponían el concepto

de la zona de reacción distribuida en el que el frente de llama es ensanchado por la

turbulencia.

Se deben tener presentes las siguientes características de las llamas turbulentas:



106

1) La velocidad de la llama turbulenta es comúnmente, por lo menos un orden de

magnitud mayor que la velocidad laminar. Esto es de gran importancia puesto que la

longitud de la llama es menor y el sistema de combustión puede hacerse más compacto.

2) El frente de llama es más grueso y a simple vista tiene una apariencia difusa de

pincel.

3) Las llamas turbulentas son ruidosas, generando ruido blanco.

5. 4. 2. 2. Llamas estacionarias no confinadas

La llama del quemador Bunsen en modo turbulento es el ejemplo más conocido de la

llama estacionaria no confinada. Éste, junto con las llamas planas turbulentas ha

recibido gran atención por los experimentadores. En este contexto, estacionario

significa que las propiedades promedio son estacionarias aunque el campo de flujo

turbulento es, por supuesto, no estacionario. El término estacionario se usa para

diferenciar estas llamas de aquellas que se propagan a partir de una fuente de ignición

en un recipiente cerrado o un tubo.

La Figura V.24 muestra una llama típica de quemador Bunsen turbulenta y una llama

laminar. Los gases quemados son no confinados en el sentido que se pueden expandir

libremente, a diferencia de la llama en un conducto.

Figura V. 24: Imágenes de llamas laminares y turbulentas



107

Para tales llamas no confinadas se considera que los gases frescos y sus propiedades

turbulentas son los factores importantes que afectan la propagación de la llama.

Básicamente no hay turbulencia generada en el seno de los gases quemados como en el

caso de las llamas de estela (llamas donde la velocidad del flujo circundante excede la

de la llama), dado que no se generan grandes tensiones de corte entre los gases

quemados y el aire circundante. Por consiguiente, este sistema debe considerarse

controlado por la turbulencia que traen los chorros iniciales.

Experimentalmente, la turbulencia de los chorros iniciales se puede producir utilizando

un tubo largo con número de Reynolds alto (>2000), en cuyo caso la turbulencia es la

de un flujo totalmente desarrollado a la salida del tubo. También se puede generar

turbulencia casi-isotrópica (no-direccional) colocando grillas u otros accesorios en el

flujo corriente arriba.

La mayoría de los resultados experimentales indican para estas llamas una estructura de

frente de llama arrugado. La Figura V.25 muestra la esencia del modelo de frente de

llama arrugado originalmente propuesto por Damkohler.

Figura V. 25: Modelo de frente de llama de Damköhler

La Figura V.26, propuesta por Karlovitz, muestra cómo la llama adquiere picos hacia

los gases quemados, lo que se observa experimentalmente. De acuerdo a este modelo la

razón de velocidades de llamas turbulenta a laminar debiera ser del orden del cociente



108

entre el área de frente arrugada y el área proyectada. Sin embargo, el efecto de la

curvatura del frente sobre la velocidad de la llama altera un poco esta proporción.

Figura V. 26: Frente de llama ondulado

Con este modelo simple de frente de llama arrugada es difícil justificar aumentos en

velocidad de llama de laminar a turbulenta de más de tres o cuatro veces. Para obviar

esta dificultad, Shelkin ha propuesto que islas de mezcla no quemada se separan del

frente de llama, como se muestra en la Figura V.27, multiplicando el área del frente de

llama.

Figura V. 27: Modelo de islas de mezcla



109

A pesar de la aparente simplicidad de este flujo, no se han desarrollado ni una teoría

general ni correlaciones empíricas para el efecto de la turbulencia en la velocidad de

llama. Bollinger y Williams encontraron una correlación para sus resultados, como se

muestra en la Figura V.28.

Figura V. 28: Velocidad de llama, combustibles y número de Reynolds

Según estos resultados ST/SL ≅ 0.18 d0.26 Re0.24, con el diámetro hidráulico d del tubo en

cm.

Otros resultados pueden ser interpretados como ST = SL + u’ donde ST y SL son las

velocidades laminar y turbulenta y u’ el valor cuadrático medio de las fluctuaciones de

velocidad en la mezcla no quemada. Karlovitz ha derivado la fórmula que se indica en

la Figura V.29, en base a argumentos heurísticos (lógicos pero sin base física) basados

en la teoría de la turbulencia, pero su trabajo requiere postular la existencia de grandes

cantidades de turbulencia generada por la combustión para coincidir con resultados

experimentales.

Aunque los estudios recientes tienden a confirmar la estructura de frente arrugado para

estas llamas, la influencia de la turbulencia de pequeña escala no se puede descartar.



110

Figura V. 29: Modelo de velocidad de llama turbulenta

5. 4. 2. 3. Llamas estacionarias confinadas

La llama típica de esta clase es una llama turbulenta que se extiende detrás de una

varilla estabilizadora, en un conducto. Se considera que la extensión de la llama es

controlada por la turbulencia generada por el alto nivel de tensiones de corte en la cola

de gases quemados. Este flujo turbulento engolfa la mezcla fresca en una manera

similar al engolfamiento del flujo potencial por el fluido turbulento en un chorro o una

estela.

Las fotografías tomadas con técnica Schlieren indican que el frente de llama es

arrugado y continuo, pero las tomas de muestras indican que hay considerable cantidad

de mezcla fresca, bien adentro del frente de llama, llegando incluso al eje de la llama,

como se muestra en la Figura V.30.

La gran expansión volumétrica del gas quemado produce un flujo con altas tensiones de

corte, como se muestra en la Figura V.31.

La estructura del frente de llama es evidentemente más parecida al modelo de Shelkin

de islas separadas, excepto que las islas de mezcla fresca estarán contorsionadas y

sometidas a altas tensiones de corte.

Spalding ha desarrollado una teoría (Eddy Break-Up, EBU, o rotura de vórtices) basada

en la manera en que se genera la turbulencia y cómo engolfa mezcla fresca en flujos

turbulentos libres de tipo de corte. Esta teoría requiere la computación numérica del

campo de flujo para ser aplicada. El método da buenas predicciones de la expansión de

la llama y las últimas versiones dan resultados que concuerdan aceptablemente con las



111

distribuciones de velocidad y concentración de las figuras anteriores. El modelo

incorpora los efectos separados de transferencia de calor y masa y de reacción química

en el control de la velocidad de combustión, y al mismo tiempo predice y hace uso de

las fluctuaciones de concentración y temperatura en la región de alta temperatura.

Aunque hacen falta más refinamientos, este tipo de llama, con este método, es el mejor

comprendido de todas las llamas turbulentas premezcladas.

Figura V. 30: Llama de propano estabilizada



112

Figura V. 31: Gradientes de velocidad en la llama

5. 4. 2. 4. Llamas no estacionarias

Las dos llamas no estacionarias más importantes son la propagación de una llama

turbulenta por un tubo lleno de mezcla combustible, y la propagación de una llama en

un recipiente cerrado (como en un motor de CI). También es importante el crecimiento

de una llama esférica en una mezcla combustible, ya que esto representa la situación de

ignición.

Si una mezcla combustible en un tubo abierto o muy largo, es encendida en un extremo,

la expansión de los productos de combustión causará un flujo de mezcla fresca

empujado por el frente de llama, y, si el número de Reynolds es suficientemente alto, se

formará un frente de llama turbulento.

La velocidad de la llama turbulenta es mayor que la de la llama laminar y es evidente

que los niveles de turbulencia a ambos lados del frente de llama son importantes.

La velocidad de combustión se obtiene restando de la velocidad aparente del frente de

llama la velocidad de la mezcla fresca.

En los motores de CI deliberadamente se crea turbulencia en la mezcla fresca mediante

un diseño apropiado de las válvulas y zonas de extrusión. Estos diseños se usan para

generar velocidades de llama cuatro veces o más, más altas que la velocidad laminar, lo

que resulta en una combustión rápida pero uniforme, necesaria en los motores modernos

de alta velocidad. El campo turbulento es muy complejo y difícil de investigar

empíricamente o de analizar con algún grado de significación. La rotación de la masa



113

gaseosa puede o no ser beneficiosa, dependiendo de la ubicación de la bujía de

encendido. Los flujos con rotación y con un centro de gas caliente son estratificados y

estables, y la mezcla turbulenta es suprimida; lo opuesto sucede en flujos en rotación

con gas caliente en la parte exterior.

67.30 Combustión 2da Parte

Dr. Ing. E. Brizuela – Ing. J. C. Loza Departamento de Ingeniería Mecánica y Naval

Facultad de Ingeniería, UBA

Año 2003

i

INDICE Unidad VI: Estabilidad de llama, encendido, apagado 6.1. Estabilización de llamas 114

6.1.1 Introducción 114 6.1.2 Estabilización en capa límite 114 6.1.3 Estabilización en una zona de recirculación 116

6.2. Encendido y apagado 119 6.2.1 Introducción 119 6.2.2 Apagado de una llama 120 6.2.3 Encendido por chispa 122

Unidad VII: Detonación, combustión en recipientes cerrados 7.1 Detonación 126

7.1.1 Introducción 126 7.1.2 Teoría simple de detonación 126

7.2 Combustión en un recipiente cerrado 129 7.2.1 Experimentos en bomba esférica 129 7.2.2 Recipientes de forma arbitraria 129 7.2.3 Llamas en motores de gasolina

130

Unidad VIII: Combustión en turbinas de gas 8.1General 132

8.1.1 Descripción y usos 132 8.1.2 Condiciones típicas de operación 132 8.1.3 Requisitos de operación y diseño 132

8.2 Combustibles y combustión 132 8.2.1 Mezcla combustible 132 8.2.2 Combustibles 133 8.2.3 Combustión, exceso de aire 135

8.3 Aspectos físicos 137 8.3.1 Combustión de rocíos 137 8.3.2 Inyección 137 8.3.3 Mezcla y difusión 139

8.4 Quemado 140 8.4.1 Velocidad de llama 140 8.4.2 Ignición, energía mínima 142 8.4.3 Retardo 143

8.5 Valores característicos de diseño 143 8.5.1 Tiempos 143 8.5.2 Escala transversal 144 8.5.3 Escala longitudinal 144

8.6 Intensidad de combustión 144 8.7 Diseño 145

8.7.1 Tipos de combustores 145 8.7.2 Regiones 148 8.7.3 Elementos constitutivos

149

ii

8.8 Control de temperaturas 151 8.8.1 Temperatura de metal 151 8.8.2 Temperatura de mezcla 151 8.8.3 Pérdidas de carga 151

8.9 Condiciones anormales 152 8.9.1 Blowout 152 8.9.2 Extinción 152 8.9.3 Hot start 152 8.9.4 Factor de carga, estabilidad 152 8.9.5 Reencendido en vuelo 153

8.10 Performance 153 8.10.1 Eficiencia de la combustión 153 8.10.2 Distribución de temperaturas en la salida a toberas 154 8.10.3 Perfil radial 154

8.11 Polución 154 Unidad IX: Combustión en Motores de Combustión Interna 9.1. Motores Ciclo Otto 156

9.1.1 Ignición 156 9.1.1.1 General 156 9.1.1.2 Mezcla inflamable 157 9.1.1.3 Ignición, tipos, energía mínima 158 9.1.1.4 Ignición anormal 160

9.1.2 Cámaras de combustión 160

9.1.2.1 Requisitos generales 160 9.1.2.2 Diseños típicos 161

9.1.3 Combustibles para motores de CI 164 9.1.3.1 Tipos 164 9.1.3.2 Descripción 164 9.1.3.3 Obtención de combustibles 164 9.1.3.4 Combustión completa, parámetros 164

9.1.4 Combustibles para motores Ciclo Otto 165 9.1.4.1 General 165 9.1.4.2 Requisitos de las naftas para motores ciclo Otto 166 9.1.4.3 Antidetonancia 166 9.1.4.4 Otros requisitos 169 9.1.4.5 Otros combustibles 171

9.2. Motores Ciclo Diesel 173 9.2.1 Ignición 173 9.2.2 Retardo de ignición 174 9.2.3 Cámaras de combustión Diesel 174 9.2.4 Requisitos para combustibles Ciclo Diesel 176

9.2.4.1 General 176 9.2.4.2 Requisitos 176 9.2.4.3 Propiedades físicas 176 9.2.4.4 Propiedades relativas a la combustión 177

9.3. Contaminación por los motores de CI 178 9.3.1 General 178 9.3.2 Control de contaminantes 182

iii

Unidad X: Quemadores de premezcla 10.1 Llamas de premezcla 183

10.1.1 General 183

10.1.2 Forma de la llama 183 10.1.3 Propiedades 185 10.1.4 Quemador Bunsen 185 10.2.1 Quemadores de premezcla a presión 186

10.2.1.1 Calado o retroceso de llama 187 10.2.1.2 Desprendimiento de llama o soplado 187 10.2.1.3 Características de funcionamiento 189

10.2.2 Quemadores atmosféricos 189 10.2.2.1 Características que intervienen antes de la combustión 189 10.2.2.2 Características que intervienen durante de la combustión 190 10.2.2.3 Características que intervienen después de la combustión 190 10.2.2.4 Diagrama de funcionamiento de un quemador atmosférico

190 10.2.2.5 Quemadores oxi-gas 192

Unidad XI: Quemadores de difusión 11.1 General 193 11.2 Quemadores con mezcla en el hogar, para hornos utilizados en la industria del vidrio193 11.3 Quemador con craqueo, para hornos utilizados en la industria del vidrio 194 11.4 Quemador a llama larga y luminosa 195 11.5: Quemadores con mezcla en la tobera 195 11.6 Quemadores de llama de difusión pura en régimen turbulento 199 11.7 Quemadores corrientes con abertura lateral para combustión, alimentados por aire y gas a presión 200

11.7.1 Quemadores con escurrimientos convergentes de aire y gas 200 11.8 Quemadores con escurrimiento giratorio 201 11.9 Quemadores a flujos paralelos divididos 204 11.10 Quemadores especiales 205

11.10.1 Quemador con abertura lateral escalonada 205 11.10.2 Quemador de molinete o de palas rotativas 205

Unidad XII: Combustión de combustibles líquidos

12.1 General 207

iv

12.2 Atomizadores 207 12.2.1 Atomizadores a presión 207 12.2.2 Atomizadores con fluido auxiliar 208

12.3 Quemadores de combustible lîquido 209 12.4 Rango de operación del quemador 212 12.5 Quemador de fuel oil 212 12.6 Atomizadores a vapor 212 12.7 Atomizadores a presión mecánica 213 12.8 Exceso de aire 213 12.9 Operación con bajo régimen de carga 213

67.30 – Combustión – Unidad VIII

Dr. Ing. E. Brizuela – Ing. J. C. Loza

146

Las Figuras 8.16 y 8.17 muestran ejemplos de cámaras separadas y anulares:

Figura 8.16: Cámara separada (Rolls Royce Dart)

Figura 8.17: Cámara de combustión anular



147

El flujo en las cámaras puede ser directo en la dirección del compresor a la turbina, inverso, o bien de retorno, con la entrada y la salida adyacentes. La Figura 8.18 muestra realizaciones de cámaras directas y de retorno antigua y moderna:

Figura 8.18: Cámaras de combustión

Las cámaras plegadas o de retorno permiten acortar el largo del motor, utilizando ejes más cortos y rígidos. Al ser los números de Mach tan bajos en la entrada no hay gran pérdida de presión al invertir el flujo.



148

Las turbinas terrestres no tienen restricciones de tamaño, área frontal y peso, y pueden incluso utilizar cámaras físicamente separadas del resto del motor (Figura 8.19):

Figura 8.19: Turbina Spartan con combustor separado

8.7.2 Regiones Las cámaras de combustión se pueden considerar divididas en zonas o elementos que cumplen

funciones diversas. La Figura 8.20 indica la nomenclatura en inglés y castellano de las zonas típicas:



149

Fig 8.20 : Zonas de cámaras de combustión El aire ingresa por un difusor y encuentra el tubo de llama, dividiéndose en aire primario y

secundario/terciario. El aire primario entra al tubo de llama a través de giradores y otros elementos generadores de turbulencia. El combustible es inyectado a la zona primaria donde se produce la ignición y combustión estequiométrica o ligeramente rica.

Parte del resto del aire ingresa como aire secundario, cuya función es completar la combustión quemando el CO que pudiera haber, y refrigerar el tubo de llama. El resto del aire (terciario o de dilución) ingresa cerca de la salida para reducir la temperatura de los gases al grado aceptable para la primera tobera de la turbina.

8.7.3 Elementos constitutivos

El girador es un simple juego de paletas fijas que imparte una rotación al aire primario para estabilizar la llama en el centro del tubo.

El difusor es un elemento de gran importancia, ya que debe decelerar el aire en la mínima distancia sin grandes pérdidas de presión. Los hay de dos tipos: gradual y brusco. El difusor de entrada es un difusor gradual, y parte del girador actúa como un difusor brusco.

Los difusores graduales tienen límites al ángulo de divergencia dados por la posibilidad de separación del flujo (Figura 8.21):



150

Fig 8.21: Límites para difusores rectos

La eficiencia del difusor se define como

idealpp CC ,/=η , donde Cp es el coeficiente de recuperación de presión total:

2

21

ent

entsalp

v

PPCρ

−= .

La Figura 8.22 muestra las eficiencias típicas de difusores graduales:

Figura 8.22: Eficiencia de difusores graduales Para los difusores bruscos se pueden utilizar las ecuaciones de flujo compresible con una

modificación empírica:

−+−−=

6

1

2

122

exp,

,

salAentA

salAentA

entMenttpsaltp γ

donde las áreas están definidas en la Figura 8.23:

Figura 8.23: Difusor brusco



151

Conociendo el flujo de masa y el número de Mach de entrada se pueden calcular las presiones

estáticas y el coeficiente de recuperación de presión. La elección del tipo de difusor no es sencilla: el difusor brusco tiene menor eficiencia pero el flujo

se separa en un área conocida. El gradual es más eficiente, pero el flujo puede separarse en cualquier lugar, e incluso separarse en una sola cara, volviéndose asimétrico.

8.8 Control de temperaturas 8.8.1 Temperatura de metal

El tubo de llama requiere refrigeración que se logra por dos vías: por el pasaje de aire secundario y terciario por el exterior, y por el ingreso de aire por orificios y ranuras hacia el interior.

Como estimación de diseño la pérdida de presión en el aire de refrigeración se puede tomar igual a

la presión dinámica 22

1 vρ en el pasaje, estimando un M=0.1

El aire secundario y terciario ingresa por orificios relativamente grandes para mezclarse con la llama, y por orificios más pequeños y ranuras (10 a 15% del total) solamente para refrigerar el metal.

Hay muchas variantes de formas para los orificios de refrigeración, algunas patentadas, perforadas, troqueladas, punzonadas, soldadas, etc. La Figura 8.24 muestra algunas formas típicas:

Figura 8.24: Enfriamiento del tubo de llama La diferencias se deben a la búsqueda de formas más robustas (evitar rajaduras por los

cambios de temperatura, tensión, fatiga), más económicas de fabricar, con menor pérdida de presión y mejor enfriamiento por convección del metal.

8.8.2 Temperatura de mezcla

El control de temperatura de la mezcla se efectúa por medio del aire secundario y terciario. El objetivo es terminar de quemar el CO y especies intermedias tales como Hidrógeno e hidrocarburos complejos (aire secundario, aproximadamente 20% del total) y reducir la temperatura de los gases y uniformar (aire terciario, aproximadamente 30% del total).

8.8.3 Pérdidas de carga

Se estima que una pérdida de un 1% de presión de remanso en la cámara de combustión causa una pérdida de empuje en una turbina de aviación del 0.2%, lo que en términos económicos es muy considerable.

La pérdida en el domo o nariz del tubo de llama (girador, turbuladores) se puede estimar en un 70% de la presión dinámica local. En el espacio entre la carcasa o caja de aire y el tubo de llama, pérdidas despreciables; en el pasaje por los orificios de refrigeración, una presión dinámica local, y en el difusor (ver gráfico de eficiencia), 30% de la presión dinámica local.

Como ejemplo, si aceptamos una relación aire/combustible con 300% de exceso (valor usual en turbinas de gas), y una relación de compresión de 10 a 1, podemos estimar:

• Densidad: 10; Velocidad de entrada: (M=0.1) 35 m/s, Presión dinámica: 22

1 vρ =10kPa, o

sea, 1% de la presión total de 10 atm, pero sobre el 33% del caudal, es decir, 0.33%



152

• En el pasaje, una presión dinámica (10 kPa o 1%), sobre un 15% del caudal, o sea 0.15% • En el difusor, 30% de la presión dinámica, sobre el 100% del caudal, o sea 0.3% La suma es del orden del 0.8 al 1% de la presión total de 10 atmósferas.

8.9 Condiciones anormales 8.9.1 Blowout

El blowout es el apagado por exceso de velocidad de aire. Se puede presentar en condiciones de mezcla rica y pobre, ya que la velocidad de llama es máxima en condiciones estequiométricas. Las condiciones de blowout se pueden presentar si se cambia el caudal de combustible muy rápidamente, sin dar lugar a que la nueva demanda de potencia cambie el caudal de aire entregado por el compresor, alterando la riqueza de la mezcla.

También puede deberse, en los aviones, a cambios en la velocidad, altitud o actitud de vuelo, como ser, la puesta en ralentí (condiciones de patrulla) al fin de una trepada, o una picada sin potencia (empobreciemiento en ambos casos) o en el despegue o una aceleración brusca en altura (enriquecimiento en ambos casos).

8.9.2 Extinción

Aún si la mezcla es estequiométrica en la zona primaria, la cantidad de calor liberada puede ser insuficiente para mantener la vaporización del combustible y calentar la mezcla hasta la tmeperatura de ignición, particularmente debido a las pérdidas por radiación. Luego, la bola de fuego es muy pequeña y se extingue. Las causas pueden ser reducción muy brusca de potencia, mal funcionamiento de los inyectores, falla de la unidad de control de combustible.

8.9.3 Hot start

En el arranque la cámara de combustión está fría, no hay radiación infrarroja, y las gotas no evaporan totalmente. Puede suceder que una cantidad importante de gotas alcance las paredes de la cámara, escurriéndose y acumulándose en el fondo. Al producirse la ignición se eyecta el combustible líquido, quemando en la zona de toberas y turbina, con grave riesgo de sobre temperaturas.

Para evitar esto el fabricante de la turbina de gas usualmente especifica severos límites para las maniobras de arranque, incluyendo períodos de encendido e inyección, y de descanso y giro en vacío (motoring) para casos de fallo en encender.

8.9.4 Factor de carga, estabilidad

La estabilidad de la llama, incluyendo la posibilidad de blowout, puede estudiarse en forma experimental utilizando el parámetro de carga del combustor, definido por:

Vnp

GCLP =) Parameter Loadn(Combustio ,

siendo G el caudal másico de aire en libras masa por segundo, p la presión en atmósferas y V el volumen de la cámara en pies cúbicos. El exponente n, ya visto, vale 1.8 a bajas presiones y 1.0 a altas presiones.

Para cada valor del CLP (variando el caudal o la presión) se varía el caudal de combustible hasta lograr blowout o algún signo de inestabilidad (“tos”). Los resultados se resumen en la Figura 8.25:

Figura 8.25: Diagrama de estabilidad de llama



153

Como la llama se sopla más fácilmente a menor presión, puede facilitarse el experimento

manteniendo todas las condiciones constantes y reduciendo la presión hasta soplar la llama. Se nota que, a CLP fijo, puede producirse soplado tanto en mezcla rica como pobre, como ya se

mencionó. También, que con riqueza fija la llama se sopla aumentando el caudal (potencia) o reduciendo la presión (altura)

8.9.5 Reencendido en vuelo

Supongamos dado el diagrama velocidad-altura para el avión, con sus límites dados por la aerodinámica y la resistencia estructural.

De las características de la turbina de gas obtenemos el rango de riqueza con que se puede operar a mínima potencia, y con este rango el valor máximo de CLP (por ejemplo, 0.5≤φ≤1.7, CLP=10).

Con el CLP máximo y el caudal másico a mínima potencia obtenemos la presión, y con la relación de compresión del compresor la presión de admisión y por ende la altura de vuelo.

Por otro lado, con las condiciones a mínima potencia obtenemos el empuje y por consiguiente la velocidad del avión.

Graficando estos pares altura-velocidad a CLP máximo obtenemos un nuevo límite a la operación del avión dado por la estabilidad de la combustión (Figura 8.26):

Figura 8.26: Límites operativos del avión

Se nota que la estabilidad de la combustión reduce la habilidad de volar a bajas velocidades a gran altura. Esto también implica que puede ser necesario acelerar (aumentar la presión de admisión por efecto de la presión dinámica) para poder reencender el motor: es por ello que se debe acelerar “picando” el avión para reencender.

Otras observaciones a este respecto serían que en la “picada” el rotor de la turbina debe poder acelerar (por efecto de la presión dinámica y efecto de molinete) al menos hasta un 60% de la velocidad nominal de rotación para que se pueda reencender, y que sería necesario aumentar la energía de encendido ya que la mezcla seguramente será rica.

8.10 Performance 8.10.1 Eficiencia de la combustión

La eficiencia de la combustión es una medida de cuánto se aproximan las condiciones reales a la reacción de combustión completa con agua y dióxido de carbono como únicos productos de combustión. En un buen diseño se requieren eficiencias del 98% y más.

No existe una manera sencilla de estimar esta eficiencia sin modelar completamente la mecánica de los fluídos y la combustión turbulenta en la cámara por medios computacionales, lo que no está aún disponible para el diseñador.

Existen fórmulas empíricas en unidades mixtas (USA). Se computa un parámetro de reacción:

GxeAHp b

T

entt

ent 575.1, 10−

=θ ,

donde A y H son el área y la altura de la cámara y el parámetro b viene dado por



154

±= 03.1ln2382 φb .

La Figura 8.27 muestra los valores de eficiencia de combustión esperables según el parámetro de reacción:

Figura 8.27: Eficiencia de la combustión

Por ejemplo, con p=20 atm, T=850K, G=30 kg/s, A=0.1 m2 y H=5 cm y φ=0.8. Convertimos todo a

lb, ft2, ft, psi y °F, y obtenemos b=444, θ=30, con lo que resulta η=0.995. Se debe notar que el valor de riqueza es un valor local, por lo que se debe repetir el cálculo en un

número de zonas de riqueza aproximadamente uniforme e integrar numéricamente para estimar la eficiencia global.

8.10.2 Distribución de temperaturas en la salida a toberas

La uniformidad circular de las temperaturas de salida de la cámara anular o del conjunto de cámaras separadas se mide con un factor denominado “Pattern Factor” que se define como:

enttpromt

promtmaxt

TTTT

PF,,

,,

−

−= .

Se utiliza aquí la mayor temperatura observada y el promedio radial y circunferencial. Este factor suele estar entre 0.2 y 0.5, y el objetivo es mantenerlo entre 0.15 y 0.25. El mínimo es cero.

8.10.3 Perfil radial

La distribución de temperaturas en cualquier tobera en la dirección radial también tiene sus límites, medidos por un factor de perfil:

enttpromt

enttprommaxtf TT

TTP

,,

,,,

−−

=

Se utilizan aquí las temperaturas máximas en cada tobera, cualquiera sea su posición radial, promediadas circunferencialmente pero no radialmente. El mínimo de este perfil es 1, y el objetivo es que no exceda 1.06. 8.11 Polución

La contaminación producida por la turbina de gas es baja comparada con otros motores, como muestra la Figura 8.29:



155

Comparación de concentraciones de especies en el escape, Indice de Emisión (EI) y concentraciones equivalentes a φ=1,

para varias especies y motores representativos

Especies HC* CO NO

Motor Condición Operativa

Equivalencia φ

ppm EI ppm φ=1

ppm EI ppm φ=1

ppm EI ppm φ=1

Otto** 30 mph 1.0+ 138 6.13 138 16100 241.0 16100 1050 16.3 1050TG regen** 30 mph 0.1+ 0.58 0.26 5.8 37 5.3 370 89 13.5 890 TG aviación Crucero 0.2 0.17 0.378 8.5 46 3.3 230 71 5.5 355

Notas: * Equivalente a hexano; Ciclo Otto medido por infrarrojo no-dispersivo (NDIR), otros por detector de ionización de llama (FID); el método FID dá valores aproximadamente 1.8 veces más altos que el método NDIR. ** Valores adaptados de información publicada + Estimado

Figura 8.29: Contaminantes producidos por motores de combustión interna Se debe notar que, como la Turbina de Gas trabaja con relaciones de riqueza globales muy pobres,

los valores se han corregido a riqueza estequiométrica. La emisión de hidrocarburos sin quemar es prominente en la operación en ralentí, de donde el olor

a kerosene en los aeropuertos. Las emisiones de CO se reducen aumentando el aire secundario, lo que redunda en mayor producción de óxidos de Nitrógeno. Este compromiso impulsa nuevos desarrollos tales como la combustión en dos etapas rica-pobre.

La emisión de hollín (carbón) está generalmente asociada a un pobre diseño de la zona primaria, y es más común en diseños antiguos, aunque es casi inevitable a máxima potencia.

Para las turbinas que funcionan con Gas Natural es de especial preocupación la producción de óxidos de Nitrógeno.

67.30 – Combustión – Unidad X


183

Unidad X: Quemadores de premezcla

10.1 Llamas de premezcla 10.1.1 General

Las llamas utilizadas en procesos industriales o artefactos domésticos pueden clasificarse, de acuerdo a la forma en que el combustible y el comburente toman contacto, en llamas de premezcla y llamas de difusión.

Tanto las llamas de premezcla como las de difusión pueden clasificarse asimismo, según sea el régimen de escurrimiento del combustible, en llamas de régimen laminar o de régimen turbulento.

Por último, de acuerdo con la naturaleza de la radiación que emiten, las llamas pueden clasificarse en llamas claras o llamas luminosas.

Cuando el combustible se mezcla con el aire (comburente) en una instancia previa al ingreso al espacio previsto para que se desarrolle la combustión, la llama obtenida se denomina llama de premezcla.

10.1.2 Forma de la llama La llama es el lugar donde se desarrolla la reacción de combustión entre el gas combustible y el gas

comburente. Como la reacción es exotérmica (libera calor), los gases producidos adquieren temperaturas elevadas, con

lo que emiten radiación, en parte luminosa, de la masa de gases incandescentes producidos por el proceso de combustión.

Para obtener un frente de llama estable, es suficiente que en un punto de ese frente de llama se produzca la igualdad entre la velocidad de la mezcla aire-combustible y la velocidad de propagación de la llama. En estas condiciones, la componente normal de la velocidad de la mezcla aire-combustible es igual a la velocidad de deflagración del gas combustible.

El frente de llama que se propaga a través de una mezcla gaseosa combustible-comburente, lo hace con una velocidad que depende de la composición de la mezcla, de su temperatura, presión, homogeneidad y de las formas y dimensiones del recinto donde se desarrolla la combustión.

La propagación del frente de llama puede efectuarse a través de dos procesos de características diferentes: deflagración y detonación. No obstante, los casos que se analizrán, se encuadran dentro del primero de los procesos mencionados.

La velocidad de propagación del frente de llama en una mezcla aire-combustible puede ser analizada a través de tres métodos: 1) Se introduce la mezcla aire-combustible en un recipiente a la temperatura y presión deseada, y la reacción se

produce simultáneamente en todos los puntos. Es posible controlar el desarrollo de la reacción a partir de la variación de la presión y del cambio de la composición del gas. Este sistema no tiene interferencias difusivas o de flujo, y se caracteriza por una notable simplicidad debido al hecho que las condiciones son uniformes en toda la mezcla gaseosa. Lewis y Von Elbe denominaron este método de la autoignición.

2) Prevé la propagación de una llama a través de una mezcla gaseosa, con ignición por medio de un detonante local; en este caso, interfieren fenómenos como el movimiento del gas (causado por la expansión) y la difusión de las diversas clases desde un punto a otro.

Para realizar este método de medida, es interesante el conocimiento de la técnica basada en el empleo de las pompas de jabón. La mezcla gaseosa esta encerrada en una pompa de jabón y luego, mediante una chispa se hace iniciar la reacción desde el centro, midiendo el aumento de volumen y el tiempo necesario para que la llama esférica (visible a través de la pared de la pompa) consuma completamente la mezcla inflamable, se obtienen los datos necesarios para el cálculo. En la práctica, se mide el diámetro inicial d0, el diámetro final d f, y el tiempo que necesita el frente de llama para alcanzar d f. Se obtiene la velocidad de la llama de la siguiente ecuación:

t∆= /2d)/d(dV f3

f0f 3) Prevé el pasaje de una mezcla combustible-comburente a través de un tubo en cuyo extremo se forma una llama estacionaria, denominada llama de premezcla (Figura 10.1). En este tipo de llama puede identificarse un cono interno donde se desarrolla la combustión del gas combustible con el aire de la premezcla (aire primario), denominado cono azul por la tonalidad que adopta. El aire que rodea la llama (aire secundario) contribuye a completar la combustión.



184

Fig. 10.1: Llama de premezcla

El cálculo de la velocidad de llama se basa en la medida de la componente ortogonal al frente de llama, de la velocidad de la mezcla gaseosa, de acuerdo con la Figura 10.2.

Fig. 10.2: Diagrama de velocidades

La velocidad de combustión se puede obtener de la siguiente relación: αsenVV f =

donde α es el ángulo del cono en un punto que dista 0,707 r del centro del mechero (r es el radio del mechero). En este punto, la velocidad del flujo gaseoso (V) iguala la velocidad media a través de la sección interna del

tubo. La reacción de combustión no se termina en la región del cono. Existe un manto luminoso, externo al cono

azul, en el cual, por medio del aire secundario que difunde dentro del manto, se completa la combustión del gas que no reaccionó con el aire primario.

El largo de llama puede determinarse a través del siguiente análisis: supongamos que una mezcla aire-combustible circula a través de un tubo cuyo radio es R a una velocidad U, y que la llama se estabiliza en su extremo formando un cono azul de altura H.

El caudal a través del tubo se expresa como el producto entre la velocidad U y la sección del tubo S. Si el frente de llama se estabiliza en la superficie del cono, entonces el caudal que atraviesa la superficie del

cono vendrá dado por el producto entre la velocidad del frente de llama (Vf) y la superficie del cono, de donde se desprende que:



185

12

−

=

fVURH

De la relación matemática anterior que determina el largo de llama, se deduce que éste crece con el radio del tubo.

En el caso hipotético que la velocidad U coincidiera con Vf la llama sería plana y se estabilizaría en la sección de salida del tubo (H=0).

10.1.3 Propiedades Las llamas de premezcla permiten:

• lograr temperaturas más elevadas que las conseguidas a través de las llamas de difusión, • alta relación entre el calor liberado y el volumen que ocupa la llama, • reducir el espacio destinado al desarrollo del proceso de combustión, y • llamas transparentes. En general, la radiación emitida se limita al espectro de bandas de los productos de la

combustión completa (CO2 y H2O). Como contrapartida, las llamas de mezcla previa tienen el inconveniente de su inestabilidad, lo que puede traer

aparejado el despegue o volado del quemador, o el retorno de la llama hacia su interior.

10.1.4 Quemador Bunsen Previo al desarrollo de este quemador, las llamas comúnmente utilizadas fueron las de difusión, del tipo

luminosas, de temperaturas no muy elevadas y con tendencia, en la mayoría de los casos, a depositar carbono libre en las superficies frías con las que tomaba contacto.

En este sentido, el quemador Bunsen fue una novedad por su aspecto, dado que la llama tenía las características que a continuación se describen: • Era clara. • Con producción de calor muy intensa. • Elevada temperatura. • Exenta de humos. • No ensuciaba las paredes en contacto con la llama.

El principio esencial sobre el cual se basa este quemador es el de la mezcla del gas con el aire, obtenida por el aprovechamiento de la presión de ese gas, en puntos que preceden la zona donde se estabiliza la llama.

El gas combustible fluye a través del inyector hacia la parte baja del tubo del quemador en la proximidad de la apertura creada para permitir el ingreso de aire (denominado aire primario). Por efecto del chorro de gas, se crea en la zona una depresión que favorece la aspiración de aire y la posterior mezcla entre el aire primario y el gas combustible en el tubo.

La mezcla aire/gas que circula por el tubo debe tener una velocidad tal que impida que la llama que se forma en el extremo superior después de la ignición inicial, penetre en el interior del quemador.

El aire que circunda la llama (denominado aire secundario) completa la combustión. La Figura 10.3 muestra el funcionamiento de un quemador del tipo Bunsen y la evolución de la presión en el

interior del quemador y a la salida.



186

Fig. 10.3: Quemador Bunsen

El criterio para el cálculo de la velocidad de llama es el indicado anteriormente. La reacción de combustión no finaliza en la región del cono, existe un manto luminoso exterior al cono

donde se completa la combustión del gas residual por medio de la difusión del aire secundario dentro de ese manto.

La Figura 10.4 registra la velocidad de combustión de diferentes mezclas aire-gas combustible, a la presión atmosférica.

Fig 10.4: Velocidades de llamas premezcladas

10.2 Quemadores de premezcla

10.2.1 Quemadores de premezcla a presión

Suelen ser de premezcla total; los fenómenos a tener en cuenta son los de retorno y desprendimiento de llama.



187

10.2.1.1 Calado o retroceso de llama

Las paredes frías ejercen una acción inhibidora de la combustión. Existe un diámetro límite que es el mínimo requerido para que se propague la combustión. Su valor depende de la naturaleza de la mezcla y de la temperatura de la pared.

También se define una distancia de seguridad, en la que se tiene en cuenta el calentamiento de las paredes por la llama. En la Figura 10.5 se dan los valores típicos para diversos combustibles.

Combustible Diámetro Límite (mm) Diámetro de seguridad (mm) H2 1 0,28 CO 2 0,56 CH4 3,3 0,93 C3H8 3,4 0,96

Fig. 10.5 Diámetros limites

A bajos caudales se puede producir un retroceso de la llama hacia el mezclador, salvo que el orificio de

salida tenga un diámetro inferior a la distancia de seguridad, o que se coloque una malla inferior a esa distancia. En equipos de potencia calórica importante, el sistema de combustión se protege garantizando un caudal

mínimo. También puede protegerse el retroceso colocando en el tubo de premezcla mallas o esponjas metálicas de

distancias de pasaje inferiores a la distancia de seguridad. 10.2.1.2 Desprendimiento de llama o soplado

Cuando aumenta el caudal de la mezcla la llama se puede hacer aérea e inestable y puede llegar a desprenderse del quemador.

Para contrarrestar el fenómeno se emplean dispositivos denominados estabilizadores como los que se describen en las Figuras 10.6.y 10.7.

Fig. 10.6: Corona estabilizadora de chapa ondulada

Genera una corona de pequeñas llamas que rodean a la llama principal y la estabilizan



188

Fig. 10.7: Quemador rampa con estabilizadores

El principio de funcionamiento es similar al de la figura anterior

Un recurso frecuente consiste en rodear la llama principal de llamas auxiliares de baja velocidad (llamas piloto), cuando se trabaja al aire libre. En la Figura 10.8 se esquematiza un quemador tipo antorcha con distintos cabezales estabilizadores. Todos ellos forman, de una u otra manera, una corona de pequeñas llamas de retención

Fig. 10.8: Estabilización por llamas piloto

En los hornos la estabilización se consigue con los refractarios, como se indica en las Figuras 10.9 y 10.10.

Fig. 10.9: Quemador de premezcla total de chorro anular y bloque de refractario cilíndrico (que ayuda a la

estabilización de la llama)



189

Fig. 10.10: Quemador de premezcla, con ensanchamiento brusco en la descarga, que favorece la estabilización

10.2.1.3 Características de funcionamiento

Su flexibilidad es limitada, • en potencia por los límites de estabilidad de la llama, en equipos industriales dificilmente se consigan

flexibilidades superiores a ¼, y • en tasa de aireación, como consecuencia de los límites de inflamabilidad.

El retroceso de llama se evita, como ya se dijo, reduciendo los orificios de alimentación. Es por ello que la potencia de estos quemadores se limita a 200 KW para los de premezcla total y 500 KW para los de premezcla parcial.

La recuperación también se dificulta por el riesgo de calentar la mezcla. Tienen elevada intensidad de combustión. Se consiguen altas temperaturas de llama y potencias específicas del frente de llama. Se los utiliza en trabajos que requieren aplicaciones de llama de alta temperatura o desarrollo puntual de

calor.

10.2.2 Quemadores atmosféricos

Se utilizan en artefactos domésticos. El gas combustible actúa como inductor, arrastrando parte del aire necesario para la combustión (aire primario) de la atmósfera. 10.2.2.1 Características que intervienen antes de la combustión

Las características propias del quemador antes de la combustión son el caudal calórico y el caudal de aire primario arrastrado. Caudal calórico (Qc):

Se define como el producto entre el caudal volumétrico del gas combustible expresado en m3/hora (Qgas) y su poder calorífico superior (PCS) expresado en J/m3.

La fórmula aproximada del caudal volumétrico del gas combustible es:

δPCSQgas =

donde

δ : densidad del gas combustible relativa al aire, P: presión relativa del gas combustible, antes del inyector S: sección de pasaje del inyector C: coeficiente que depende de las unidades utilizadas, de la forma del orificio inyector y de la temperatura.

Finalmente, el caudal calórico puede expresarse como PCSQQ gasc =

De donde se deduce que, dentro de ciertos límites, el caudal calórico es proporcional a la presión de alimentación de gas combustible.

Esta fórmula es válida siempre que se desprecie la compresibilidad del gas, como es el caso del gas combustible que se utiliza en los artefactos domésticos.



190

Caudal de aire arrastrado: El aire arrastrado por el chorro de gas sigue la teoría del chorro confinado, similar a la del chorro libre en

sus postulados básicos. Suponiendo que la cantidad de movimiento se conserva dentro del quemador, y despreciando la influencia

de las presiones y los rozamientos contra las paredes, se puede expresar que: M gas V gas = M aire V aire

donde: M gas: es el caudal másico de gas V gas: es la velocidad del gas en el inyector M aire: es el caudal másico del aire V aire: es la velocidad del aire V gas = Q gas / S i V aire = Q aire/ S m

M gas = Q gas x gasδ

M aire = Q aire x aireδ Reemplazando las relaciones anteriores

Q gas gasδ Q gas / S i = Q aire aireδ Q aire/ S m

Q aire/ Q gas = δ gas/ δ aire mS / iS = R

R = δ S m / S i

Si la relación entre la cantidad de aire primario y la cantidad de gas inyectado (R), se refiere a su vez a la cantidad de aire teórico o estequiométrico (A):

N = R/A= δ / A mS / iS Esta última relación nos indica que, dentro de ciertos límites operativos, la proporción de aire primario arrastrado con respecto a la estequiométrica, por unidad de volumen de gas combustible inyectado, es independiente de la presión de alimentación de ese gas combustible que alimenta el quemador. 10.2.2.2 Características que intervienen durante de la combustión

El buen funcionamiento del quemador exige que la llama se estabilice en el lugar previsto para ese fin, y que tenga una estructura y dimensiones bien definidas.

Generalmente la llama se desarrolla en un espacio limitado. En cuanto a sus dimensiones, es suficiente considerar las relativas al “cono azul”. Este cono puede ser caracterizado por su altura, que depende de numerosos factores, tales como el diámetro del orificio, naturaleza del gas, porcentaje de aire primario, temperatura, etc..

La altura del cono azul es, con suficiente aproximación, inversamente proporcional a la velocidad de deflagración de la mezcla aire-combustible, representada por la componente en dirección perpendicular al frente de llama, (velocidad con la cual la combustión se propaga en la mezcla aire- gas combustible).

La combustión de la mezcla aire-gas que circula a través de los orificios de la cabeza del quemador da lugar a la formación de llamas estables, a condición de que la velocidad de salida de la mezcla se halle comprendida dentro de dos valores límites: • Si la velocidad de salida del quemador es inferior a un cierto valor mínimo se produce el retroceso de la llama y

eventualmente el encendido a la salida del gas del inyector. • Si la velocidad de salida de gas a través de los orificios de salida del quemador es superior a un cierto valor

máximo, la llama se desprende de la cabeza del quemador. Esa velocidad de salida se denomina velocidad de despegue de llama. Si se sigue aumentando esa velocidad se produce la extinción de la llama al alcanzarse la velocidad de soplado.

10.2.2.3 Características que intervienen después de la combustión

Resulta necesario que en el espacio previsto para el desarrollo de la llama se produzca la combustión completa del gas combustible, es decir, que en los productos de la combustión no haya compuestos gaseosos resultantes de oxidaciones incompletas, que superen los límites admisibles, tales como monóxido de carbono, aldehídos, alcoholes, acetonas, etc., o bien partículas sólidas de carbono libre que al alcanzar el estado incandescente en la llama producen el fenómeno de las puntas amarillas, para luego formar hollín al tomar contacto con superficies frías. 10.2.2.4 Diagrama de funcionamiento de un quemador atmosférico

Para cada quemador en particular puede ser trazado un diagrama similar al representado en la Figura 10.11. Las abscisas corresponden a la proporción de aire primario referido a la cantidad de aire estequiométrica (N) y las ordenadas al caudal calórico por unidad de área de los orificios de salida del quemador.



191

La zona de funcionamiento satisfactorio del quemador está limitada por curvas límites que, si se sobrepasan, dan lugar a la aparición de alguno de los siguientes fenómenos indeseables: • Desprendimiento de llama, como consecuencia de sobrepasar la velocidad crítica correspondiente. • Retorno de llama, al reducirse el caudal calórico hasta valores inferiores al mínimo. • Combustión incompleta, con la presencia de CO en los gases de la combustión, en proporciones superiores a las

admisibles. • Aparición de puntas amarillas que originan el fenómeno ya descripto.

Fig. 10.11

A título de ejemplo, la figura muestra el diagrama de funcionamiento de un quemador para gas natural (suponiéndolo compuesto por metano puro) y para propano (suponiéndolo compuesto por propano puro).

El punto N corresponde al funcionamiento del quemador cuando se lo utiliza con gas natural, y el P se corresponde con el funcionamiento con propano. Las presiones a las que se inyecta el gas combustible son de 180 mm de columna de agua para el gas natural, y 280 mm de columna de agua para el propano.

Si se utiliza el mismo quemador, no es posible que pueda funcionar indistintamente con cualquiera de los dos gases antes mencionados. Es decir, no son gases intercambiables. Para que pueda funcionar con propano resultaría necesario modificar el diseño del quemador, cambiando el inyector.



192

10.2.2.5 Quemadores oxi-gas

Este tipo de quemadores se utilizan cuando se requieren temperaturas elevadas o flujos de calor puntuales, como es el caso de los sopletes.

Como combustible se utilizan C2H2, C3H8, tetreno C3H6 y gas natural. En la Figura 10.12 se muestran parámetros típicos para distintos tipos de combustibles. Combustible Temperatura

teórica de Llama

°C

Potencia específica del

Frente de llama Kw/cm2

O2 teórico M3/kwh (PCI)

Tasa de Oxigenación

np

Oxígeno práctico M3/kwh

Gas natural 2740 3,8 0,201 0,95 0,191 Propano 2820 5,4 0,191 0,90 0,172 Tetreno 2895 5,6 0,188 0,90 0,169 Acetileno 3300 23,0 0,159 0,80 0,127

Fig. 10.12: Quemadores oxi-gas

67.30 Combustión – Unidad XI

Dr. Ing. E. Brizuela, Ing. J. C. Loza

193

Unidad XI: Quemadores de difusión 11.1 General

Son aquellos dispositivos utilizados para los procesos de combustión, en los cuales el gas combustible y el aire penetran en la cámara de combustión en forma separada. La mezcla se produce por difusión turbulenta en el espacio previsto para la combustión.

Fig. 11. 1 Esquema de quemadores a gas con mezcla en el hogar

Los quemadores de difusión dan llamas largas, poco intensas y de temperaturas relativamente bajas. En la Figura 11.2 se esquematiza la aplicación de un quemador a gas con llama de difusión típico de la industria del vidrio utilizados para su fusión en hornos a cubeta.

Fig. 11.2: Quemador para horno de vidrio 11.2 Quemadores con mezcla en el hogar, para hornos utilizados en la industria del vidrio

Las toberas del gas se ubican próximas al ingreso de la cámara de combustión, mientras que el aire precalentado proviene de un conducto lateral. Variando la inclinación del chorro, es posible obtener diversas velocidades de combustión; un ángulo de 45 grados produce una combustión rápida, mientras que con el flujo de gas paralelo al del aire se obtiene una reducción de la velocidad de la combustión y por lo tanto una llama larga y luminosa.

El dispositivo precedente, modificado según el esquema reproducido en la Figura 11.3 está en condiciones de producir llamas de luminosidad variable.



194

Fig. 11. 3: Quemador de luminosidad variable

11.3 Quemador con craqueo, para hornos utilizados en la industria del vidrio (Figura 11.4)

El gas se introduce a baja presión en las toberas A y a alta presión en las toberas D. El flujo de aire precalentado encuentra primero el gas proveniente de A y en esa zona se inicia la combustión. La radiación provocada por esta combustión craquea el gas proveniente de D, dando lugar a una llama luminosa. Si el caudal total de gas proviene de A, no se tiene craqueo y por lo tanto se tiene una llama larga pero poco luminosa; si el gas fluye solo de D la llama se vuelve violeta y alcanza alta temperatura. Por lo tanto, variando la relación entre los caudales provenientes de A y D, se puede obtener fácilmente el grado de luminosidad requerido para un buen comportamiento del horno.

El dispositivo descripto forma parte integral del horno; existen quemadores industriales construidos en versión monoblok que utilizan el mismo principio. En la figura se reproduce el esquema simplificado de funcionamiento, y en la Figura 11.5 un prototipo producido industrialmente.

Fig. 11. 4. Esquema de quemador con craqueo

El gas se mezcla con una fracción del aire necesario y la combustión viene encauzada en un tubo circundado de otro tubo concéntrico, desde el cual penetra la mayor parte del aire. La combustión parcial que se produce en el tubo interno provoca un fuerte recalentamiento, que a su vez, produce el craqueo de los hidrocarburos.



195

Fig. 11. 5: Quemador con craqueo

11.4 Quemador a llama larga y luminosa Las partículas de carbono se vuelven incandesentes y producen radiación; cuanto mayor es la concentración

de carbono, mayor es la emisividad de la llama. La luminosidad del quemador es función de la relación volumétrica entre los dos flujos de aire, del diámetro del tubo interno y de las longitudes de las partes internas del quemador.

Una vez estabilizado el mejor valor de luminosidad, es necesario mantener constante la relación entre las dos fracciones de aire al variar la capacidad del quemador. Para tal fin viene instalada una válvula que regula el flujo del aire en el interior del tubo. La entrada del gas y del aire externo al tubo tiene regulaciones no indicadas en la figura.

El craqueo también puede ocurrir en la boca del refractario del quemador como es visible en la Figura 11.6. En este quemador hay un collar adjunto al tubo central, que tiene el objeto de favorecer la reacción de craqueo.

Fig. 11. 6: Quemador a llama larga y luminosa con craqueo en la boca refractaria 11.5: Quemadores con mezcla en la tobera

En el caso de los quemadores “nozzle mix”, o sea con mezcla en la tobera, el gas y el aire para la combustión se mezclan en el instante que dejan los respectivos orificios de salida. Los dos fluidos vienen separados en el quemador y las toberas se proyectan de modo de asegurar una mezcla rápida de aire y gas. La combustión se completa dentro de una boca refractaria. En este tipo de quemadores, la velocidad de combustión toma valores intermedios entre aquellos obtenidos con los quemadores a difusión y los de premezcla total.

Sus principales ventajas se centran en la posibilidad de obtener un campo de regulación muy amplio y de reducir la potencia absorbida por el ventilador del aire para la combustión.

En la Figura 11.7 se ilustra un tipo de quemador como el anteriormente descripto.



196

Fig. 11.7: Quemador con mezcla en la tobera (los orificios para el aire no son visibles) El gas y el aire fluyen a alta velocidad a través de una serie de agujeros concéntricos, y la combustión tiende a completarse en la boca del refractario. En el modelo ilustrado en Figura 11.8 el aire se proyecta al centro a alta velocidad, penetrando con violencia en el gas proveniente de una serie de agujeros coaxiales. La presión del gas requerida no es muy alta y se obtiene una llama que asegura una profunda penetración del gas caliente dentro del hogar.

Fig. 11. 8: Quemador con mezcla en la tobera (“nozzle-mix”) y penetración fuerte

En la Figura 11.9 se muestra un quemador “nozzle mix” de llama corta y poco luminosa. El aire fluye por una serie de pequeños orificios que circundan el flujo de gas proveniente de un orificio central. El aire se proyecta a fuerte velocidad sobre la vena gaseosa, produciendo una llama corta e intensa. Este dispositivo permite la posibilidad de poder quemar sin retorno de llama en un campo de regulación muy extenso, hasta un máximo de 1:20. El gas llega a una presión comprendida entre 25 y 150 mm H2O y el aire entre 125 y 200 mm H2O.



197

Fig. 11.9: Quemador del tipo “nozzle-mix” para llama corta y poco luminosa

En la Figura 11.10 se representa un quemador adaptado para el uso de aire caliente, precalentado a más de 500 °C. Una pantalla refractaria con orificios concéntricos a la tobera contribuye a uniformar la distribución del aire.

Fig. 11.10 Quemador con defensa refractaria

En la Figura 11.11 está representado otro ejemplo de quemador a gas con amplio campo de regulación. La variación de la carga se obtiene se obtiene parcializando el quemador, o sea reduciendo el pasaje de aire cuando el de gas se reduce, con lo que se obtiene alta velocidad de mezcla también a baja potencia. La figura indica claramente que el movimiento de la válvula A hacia la derecha o hacia la izquierda lleva el flujo de aire a través de los tubos B o C, parcializando así el caudal de aire.



198

Fig. 11.11: Quemador a gas con amplio campo de regulación

Hasta aquí se han tratado las llamas largas y luminosas, o las duras a alta temperatura. Puede ser que en algunos casos interese la utilización de un quemador a llama “fría”, por ejemplo en los hornos a baja temperatura, o donde se requiere una buena circulación de gas en el horno para mejorar la uniformidad de la temperatura. En la figura siguiente se registra un ejemplo de tales quemadores, que pueden funcionar con un exceso de aire de hasta el 400 %.

Fig. 11.12: Quemador con exceso de aire

Cuando se debe quemar gas pobre no tratado, como el gas de alto horno o de gasógeno, disponible a muy baja presión y a temperatura elevada, se pueden utilizar quemadores como el de la Figura 11.13. La caja de aire posee un deflector que le da al aire un fuerte movimiento helicoidal. La mezcla y turbulencia debe ser asegurada, ya que el efecto de penetración del gas es prácticamente nulo.



199

Fig. 11.13: Quemador para gas pobre

En aquellos hornos en los cuales es necesario proteger los materiales de la acción de los productos de la

combustión se utilizan quemadores a tubos radiantes como medio de calentamiento. 11.6 Quemadores de llama de difusión pura en régimen turbulento.

En la figura siguiente se representa el quemador de horno de ladrillos de galerías paralelas, llamado horno Hoffmann. Está previsto para ser instalado en la bóveda del horno en el lugar y ubicación de las viejas tolvas de alimentación de carbón pulverizado.

Este quemador posee un tubo de inyección de gas puro. Hay admisión parcial de aire frío alrededor de este tubo, pero la mayor parte del aire de combustión es aire caliente que circula en el túnel y que adquirió su calor sensible por recuperación en la fase de enfriamiento de los productos tratados.

Los tubos de gas puro son alimentados a una presión efectiva del orden de 1 a 2 bar y las potencias unitarias están generalmente comprendidas entre 50 y 100 th/h.



200

Fig. 11.14: Quemador tipo barrena, de gas natural a alta presión para horno Hoffmann de cocción de productos rojos

de cerámica

Esta presión elevada ha sido elegida para obtener una cantidad de movimiento del flujo de gas puro suficiente para que la combustión se escalone sobre toda la altura del horno. Precisamos, sin embargo, que la técnica de calentamiento de los hornos Hoffmann está en evolución, y no es a priori imposible utilizar presiones de alimentación más bajas o aun quemadores concebidos en forma diferente.

11.7 Quemadores corrientes con abertura lateral para combustión, alimentados por aire y gas a presión.

La longitud de la llama obtenida depende del tiempo de mezcla. Muy frecuentemente se desea obtener una llama corta y caliente, es decir, una velocidad de combustión elevada tendiente a asemejarse a los quemadores con mezcla previa; se busca entonces disminuir los tiempos de mezcla favoreciendo esto la creación de una turbulencia artificial. 11.7.1 Quemadores con escurrimientos convergentes de aire y gas.

Las figuras 11.15 y 11.16 muestran dos realizaciones clásicas de quemadores a filetes convergentes de aire y gas.

Fig. 11.15: Quemador sin premezcla de abertura lateral cónica con salidas convergentes de aire y gas (Aubé)



201

Fig. 11.16: Quemador sin premezcla de abertura lateral cónica con salidas convergentes de aire y gas (Meyerhoffer)

El quemador de la figura 11.17 está provisto de un deflector regulable sobre el flujo central de aire que desemboca en el difusor de una abertura lateral en forma de venturi alimentado en el cuello por un flujo anular de gas. El deflector móvil permite regular la longitud de la llama.

Figura 11.17: Quemador sin premezcla con difusor regulable sobre el flujo de aire que permite obtener un largo variable de llama

11.8 Quemadores con escurrimiento giratorio

Se puede igualmente favorecer la mezla dando un escurrimiento giratorio a uno de los dos fluidos. Este procedimiento no excluye conservar una cierta convergencia de los flujos.

En la figura 11.18 se observa, por ejemplo, que el gas se encuentra animado de un movimiento helicoidal gracias a unas aletas sobre la tubería central, mientras que los filetes de aire convergen alrededor del flujo de gas en una pieza en forma de venturi.



202

Figura 11.18: Quemador sin premezcla de abertura lateral cónica con movimiento helicoidal del flujo central de gas

(Schmitz-Apelt)

El quemador de la figura 11.19 cuenta con un distribuidor anular de aire munido de álabes directrices que dan al aire un movimiento giratorio centrípeto. Este quemador existe en dos versiones; una que da una longitud de llama fija y la otra que da una longitud de llama regulable por el juego del dispositivo de admisión de gas: en posición hacia atrás del inyector, el gas no es distribuido más que bajo la forma de un flujo anular que se mezcla muy rápidamente a los filetes centrípetos de aire que desembocan del distribuidor; si se avanza progresivamente el inyector, una parte creciente del gas penetra por el espacio dejado libre detrás de esta pieza y se escurre bajo la forma de un flujo central que se mezcla menos rápido y permite obtener una llama más larga. Este quemador existe hasta una potencia de 10.000 th/h y el rango es del orden de 1 a 4.



203

Figura 11.19: Quemador sin premezcla con distribuidor que crea un movimiento helicocentrípeto de aire

Arriba a la izquierda: modelo de longitud fija de llama Arriba a la derecha: corte transversal del distribuidor de aire

Abajo: modelo de longitud regulable de llama.

Otro ejemplo de quemador de escurrimiento helicoidal de aire, pero por flujo central, está dado en la Figura 11.20. Este quemador, cuya potencia nominal puede alcanzar 350 th/h tiene un rango del orden de 10 y da una llama corta.



204

Figura 11.20: Quemador sin premezcla con flujo central helicoidal de aire (Hauck-Stein y Roubaix) 11.9 Quemadores a flujos paralelos divididos.

El principio consiste en dividir los flujos de aire y de gas que escurren paralelamente. Esta solución da en general un tiempo de mezcla más largo y conduce a una longitud de llama más grande que sobre los quemadores de escurrimientos convergentes de aire y gas. Esta técnica es particularmente empleada para ciertos quemadores de tubos radiantes de alta temperatura, o sobre quemadores destinados a producir llamas luminosas en funcionamiento mixto con fuel oil.

Un ejemplo de quemador de abertura lateral cilindro-cónica está representado en la Figura 11.21 donde se ve que el aire que llega a la periferia del gas desemboca por dos coronas decaladas de orificios concéntricos. Este quemador, cuya potencia unitaria puede alcanzar 2500 th/h, se conforman con muy fuertes excesos de aire (hasta 10 veces el aire teórico).

Figura 11.21: Quemador de abertura lateral cilíndrica con admisión de aire por flujos en coronas concéntricas al

flujo de gas En la figura 11.22 el quemador con abertura lateral cilíndrica, que recuerda a un quemador de tubo radiante

pero con un refractario, está alimentado por gas en el centro y en la periferia por varias boquillas de aire dispuestos



205

en corona. Da una llama muy larga, existe en una gran gama de potencias hasta 1000 th/h y posee una variante de quemador multicombustible.

Figura 11.22: Quemador con abertura lateral cilíndrica, con boquillas de inyección de aire, en su variante para

combustible único (gas) (CFI)

11.10 Quemadores especiales 11.10.1 Quemador con abertura lateral escalonada.

Este tipo de quemador, de aparición reciente, está alimentado por aire y por gas en escurrimientos convergentes, pero su particularidad reside en la forma de la abertura lateral.

Éste, en lugar de estar constituido por un único tronco de cono, se conforma con varios sucesivos, cuyas secciones van en aumento (Figura 11.23). Esto permite obtener una gran variación de sección de salida sin tener una salida lateral muy ensanchada y manteniendo la llama retenida sobre su contorno.

Tales quemadores, que existen para potencias importantes (cerca de 2000 th/h), tienen un rango más elevado que los de abertura lateral cónica simple ya que en ellos supera largamente el valor de 20.

A raíz de su novedad, su dominio de utilización no está todavía completamente delimitado.

Figura 11.23: Quemador de abertura lateral escalonada de gran rango (Maxon)

11.10.2 Quemador de molinete o de palas rotativas

El quemador de la figura 11.24 es de palas rotativas. El gas se admite a presión elevada (1,5 a 2 bar) en las palas de un rotor y la rotación se produce por empuje de reacción sobre las palas cuando el gas escapa por los orificios de ellas, como en un molinete de riego Este quemador existe también en versión mixta gas-fuel oil. El rotor está montado sobre rodamientos a bolilla lubricados y enfriados por aceite a presión.



206

El aire de combustión se aspira por el movimiento de las palas y puede ser tomado de la atmósfera; en ciertos tipos se prevé una caja de alimentación de aire sobrepresurizado. El gas está extremadamente dividido, la mezcla es muy rápida y homogénea, y se obtiene una llama muy transparente y concentrada.

El quemador a palas rotativas sigue siendo de empleo excepcional ya que forma un conjunto mecánico de precio relativamente elevado. Según nuestro conocimiento solamente algunos ejemplares han sido puestos en servicio en Francia. Este quemador existe hasta una potencia unitaria que puede sobrepasar 10.000 th/h .

Figura 11.24: Quemador a molinete

67.30 – Combustión – Unidad XII


207

Unidad XII: Combustión de combustibles líquidos

12.1 General El combustible líquido habitualmente se quema a través de una suspensión de gotas generadas como

consecuencia de su atomización. Las gotas provienen del atomizador y se dirigen hacia la zona de combustión, y en el pasaje se calientan como consecuencia de la radiación de la llama y de la transferencia de calor convectiva desde los gases calientes que la rodean. Ello produce la vaporización de los componentes más livianos del combustible, que se mezclan con el aire que rodea la gota y luego combustionan.

Según el tipo de combustible, la gota puede ser completamente vaporizada, o parcialmente vaporizada dejando depósitos carbonosos residuales o partículas de coke.

Los fuel oils pueden contener una cantidad significativa de azufre. El SO2 es el principal producto de la combustión del azufre con mezclas aire-combustible estequiométricas o más pobres; pero con el exceso de aire normalmente utilizado para la combustión satisfactoria puede formar SO3 y condensar como ácido sulfúrico a temperaturas más altas que las temperaturas de rocío normalmente esperadas. En este caso, pueden ser puestos en peligro los precalentadores de aire y otros equipos de recuperación de calor.

12.2 Atomizadores La atomización es el proceso de ruptura de la fase líquida continua del combustible, que lo

transforma en gotas discretas. La Figura 12.1 muestra el proceso ideal a través del cual la superficie de una capa líquida se incrementa hasta formar gotas.

Fig. 12.1: Ruptura de una capa líquida en gotas

Los atomizadores pueden ser clasificados dentro de dos grupos: • atomizadores a presión, en el cual el combustible se inyecta a alta presión, y • atomizadores con fluido auxiliar, en el que el combustible se inyecta a presión moderada y un fluido

compresible (en general, aire o vapor) interviene en el proceso de atomización.

Para la atomización efectiva (gotas pequeñas) se requieren combustibles de baja viscosidad (menor que 15 mm2/s). Los combustibles livianos tales como el fuel oil N° 2, pueden ser atomizados a temperatura ambiente. Sin embargo, los combustibles más pesados deben ser calentados para producir la viscosidad deseada. El precalentamiento requerido varía desde 373 K (212 F) para combustibles N° 6 hasta 623 K (480 °F) para productos de fondo de torre con vacío.

12.2.1 Atomizadores a presión. El más común de los atomizadores a presión es el tipo rotativo, como el que se muestra en la Figura

12.2.



208

Fig. 12.2: Atomizador rotativo

Entrando en una pequeña copa a través de los orificios tangenciales, el combustible gira a alta velocidad. La salida de la copa forma un dique alrededor del extremo abierto, y el combustible derrama sobre el dique en la forma de una fina hoja cónica, que posteriormente rompe en finos filamentos y luego gotas.

Dependiendo de la viscosidad del combustible, los rangos de operación van desde 0,69 a 6,9 MPa y el rango de regulación es aproximadamente 4:1. Para combustibles más livianos es más efectiva la atomización mecánica.

12.2.2 Atomizadores con fluido auxiliar En este caso la corriente de combustible se expone a una corriente de aire o vapor que fluye a alta

velocidad. En la configuración de mezcla interna que se muestra en la Figura 12.3 el combustible y el fluido auxiliar se mezclan antes de la descarga a través de los orificios de salida del quemador.



209

Fig. 12.3: Atomizador con fluido auxiliar

En la nariz de mezclado externo, la corriente de combustible es impactada por la corriente del fluido auxiliar a alta velocidad, fuera de la nariz.

Los tipos internos requieren caudales de fluido secundario más bajos. En los sistemas de combustión industrial, el vapor es el medio de atomización preferido para estas

narices. En el caso de las turbinas a gas es mas fácilmente disponible el aire comprimido. La máxima presión del combustible es alrededor de 0,69 MPa, con la presión de vapor o aire mantenida entre 0,14 y 0,28 MPa en exceso por sobre la presión del combustible.

El flujo másico del fluido atomizador varía de 5 a 30% del caudal de combustible y representa un pequeño consumo de energía. El rango de regulación es mejor que para atomizadores a presión y puede llegar a 20:1.

Un atomizador bien diseñado generará una nube de gotas con un tamaño promedio de alrededor de 30 a 40 µm y un tamaño máximo de 100 µm para combustibles livianos tales como los combustibles N 2. Para combustibles más pesados el promedio y el máximo pueden ser más grandes.

12.3 Quemadores de combustible lîquido La Figura 12.4 muestra la estructura típica de una llama de combustible líquido.

Fig. 12.14: Llama típica de combustible atomizado



210

La Figura 12.15 muestra un quemador de combustible líquido circular que se utiliza en calderas. Se utilizan una combinación de técnicas de estabilización, incluyendo típicamente giros. Es importante cotejar la trayectoria de la gota con la aerodinámica de la combustión de un quemador dado para asegurar una ignición estable y un buen rango de regulación.

Fig. 12.15: Quemador de caldera industrial

Algunos quemadores fueron diseñados como una combinación de quemadores de combustible líquido y gaseoso. En la Figura 12.16 se muestra un ejemplo de quemador con ventilador forzado para combustible líquido y gas de bajo NOx. Este es un diseño con aire en etapas, dividido en corrientes primaria, secundaria y terciaria.



211

Fig. 12.16: Quemador de combustible mixto

En la Figura 12.17, se ilustra un quemador de combustible líquido y gas con aire en etapas inducido.

Fig. 12.17: Quemador mixto con aire inducido



212

Las emisiones de carbón no quemado (cenoesferas de coke primario) pueden ser reducidas: • Asegurando el tamaño promedio más chico posible de las gotas de combustible (por ejemplo, a través del

calentamiento del combustible hasta la menor de sus viscosidades o por la optimización de la geometría del atomizador).

• Incrementando la temperatura del aire precalentado para la combustión. • Quemando combustibles líquidos con alto contenido de vanadio (el vanadio cataliza el quemado del

coke).

A fin de producir reacciones químicas eficientes dentro del hogar de una caldera mediante la combinación del aire y el combustible, resulta necesario que: • El régimen aire-combustible responda al rango de operación de la caldera. • En los productos de la combustión sea mínimo el exceso de aire y contenido de combustible no quemado. • La disposición de los quemadores y el diseño del hogar demanden la mínima inversión. • Prevalezca la seguridad de la llama dentro de todo el rango de operación; incluyendo los arranques,

salidas de servicio, variaciones de carga y cambios de combustible. • El diseño y los materiales utilizados respondan a normas de instituciones reconocidas.

12.4 Rango de operación del quemador Se define como el cociente entre la máxima y mínima cantidad de combustible que se quema en

condiciones seguras y eficientes. A modo de ejemplo, el rango 4 en una caldera de 45000 kg/h, significa que podrá disminuir carga hasta 12000 kg/h sin necesidad de apagar quemadores ni cambiarle pastillas atomizadoras. La masa de aire real deberá superar la teórica, a fin de facilitar la existencia de un exceso de aire capaz de asegurar la combustión completa dentro del hogar, con mínima pérdida de calor sensible por chimenea, reducir la formación de escoria y mejorar la eficiencia como consecuencia de la mayor limpieza de las superficies involucradas en la transferencia de calor.

El diseño del quemador ocasionará bajo costo de mantenimiento cuando la radiación recibida resulte mínima, y se facilita la reparación o recambio de las partes componentes en servicio.

12.5 Quemador de fuel oil Atomizan el combustible a fin de ofrecer la mayor superficie de contacto con el aire de combustión,

que a la vez dispersa las partículas convenientemente dentro del hogar, para formar una mezcla aire-combustible de rápida ignición. Los procedimientos más difundidos son la atomización mecánica, con vapor o con aire. Para que la atomización sea la correcta, se debe reducir la viscosidad a valores convenientes, para lo que resulta necesario el calentamiento previo del combustible. Sin embargo, si se superan las temperaturas máximas admisibles, se corre el riesgo de formación de gases que interrumpan el bombeo de combustible y en consecuencia se produzcan fallas en la ignición.

También es importante que el combustible no contenga ácidos, arenilla, u otras materias extrañas que puedan taponar o dañar los orificios de los quemadores y sus válvulas de control.

12.6 Atomizadores a vapor La mezcla fuel oil-vapor en el interior de la pastilla, produce una determinada emulsión que se

atomiza en el hogar por efecto de la rápida expansión del vapor. El fluido suministrado como medio de atomización debe ser seco, dado que unas pequeñas gotas de

agua resultan suficientes para provocar pulsaciones y fallas de ignición. De ser posible, resulta preferente la utilización de vapor. La única desventaja es la demanda de vapor, que en las grandes unidades producen sensibles pérdidas térmicas por chimenea, salvo en aquellas que derivan mucho vapor a procesos con baja recuperación de condensados, en cuyo caso el consumo resulta relativamente despreciable.



213

12.7 Atomizadores a presión mecánica En estos casos la atomización del fuel oil se obtiene mediante su propia presión a través de placas

atomizadoras adecuadas a este combustible. El atomizador a presión mecánica con retorno se utiliza en muchas instalaciones marinas y en aquellas instalaciones terrestres donde la atomización con vapor resulta impracticable. Para carga máxima, la presión mecánica oscila entre 40 y 68 kg/cm2, dependiendo del rango de carga y tipo de combustible. El fuel oil fluye por ranuras que descargan tangencialmente en la cámara de turbulencia para después desprenderse a través de un orificio calibrado y formar la fina neblina de conformación cónica requerida para la ignición. El combustible sobrante retorna al sistema en forma regulada desde la mencionada cámara. Son convenientes para atender variaciones de carga sin cambiar las placas atomizadoras ni la cantidad de quemadores en servicio.

Dentro del rango de operación, se obtiene un buen funcionamiento si se cumplen las siguientes condiciones: • cámara de combustión de sección transversal relativamente pequeña en la zona del quemador, • 68 kg/cm2 en el quemador a plena carga, • temperatura del aire de combustión sensiblemente mayor que la del medio ambiente, y • caída de presión de 200 a 300 mm de columna de agua. Un buen sistema con regulación de retorno

diseñado y operado adecuadamente, podrá ofrecer un proceso de combustión tan eficiente como el de un atomizador a vapor.

12.8 Exceso de aire Para altas cargas, la distribución de combustible habitualmente trabaja en forma correcta, no así la

del aire. Ello obliga a trabajar con cierto exceso de aire para asegurar una combustión completa en todos los quemadores. En la mayoría de las calderas es posible operar con 5 a 7 % de exceso de aire en la salida del hogar. Si se pone especial atención en el diseño y la operación, las unidades de gran tamaño pueden reducir el exceso de aire al 2,5 %, sin que resulten excesivos los combustibles no quemados.

Para compensar el deterioro de la combustión provocado por la baja turbulencia durante el funcionamiento con cargas parciales, habría que incrementar el exceso de aire, en especial cuando todos los quemadores se encuentran en servicio.

12.9 Operación con bajo régimen de carga Para poder comprender las dificultades que surgen al operar grandes calderas con bajo régimen de

cargas, se deberían considerar ciertos aspectos básicos como podría ser la inercia térmica de los calentadores de aire, que demandan más de dos horas para estabilizar sus temperaturas. Se podría decir también que una breve caída de carga no provocará problemas de estabilización del encendido, ni acumulación de combustible no quemado, pero al cabo de cierto tiempo (en el orden de las dos horas) puede comenzar a tener influencia desfavorable por la sensible declinación de la temperatura del hogar y del aire de la combustión.

Resultaría conveniente estudiar previamente las características de la llama y después recién aplicar las conclusiones cautelosamente, especialmente cuando se trata de calderas con múltiples quemadores y en cargas inferiores.

67.30 – Combustión – Unidad VI


114

Unidad VI: Estabilidad de llama, encendido, apagado, detonación, combustión en recipientes cerrados

6.1. Estabilización de llamas 6.1.1 Introducción Cuando la velocidad de la mezcla fresca es mayor que la velocidad de quemado (laminar o turbulenta) la llama debe ser estabilizada, o sostenida, en algún punto corriente arriba del flujo, para obtener una llama estable. La llama puede estabilizarse en una capa límite, como ocurre en los bordes de un pico de quemador. Alternativamente la llama puede estabilizarse en una zona de recirculación, como ocurre detrás de un parallama formado por un objeto romo, o en un ensanchamiento súbito del conducto, como en el domo del tubo de llama de un combustor de turbina de gas, o en el centro de un vórtice fuerte. 6.1.2 Estabilización en capa límite La Figura 6.1 muestra el mecanismo básico de estabilización en la capa límite del borde de un pico de quemador:

Figura 6.1: Estabilización por capa límite

Experimentalmente se observa que el anclaje de las llamas laminares ocurre a aproximadamente 1 mm del borde del pico. En sí, la estabilización de la llama ocurre dentro de la capa límite. Por simplicidad se asume que la variación de velocidad con la distancia al centro del tubo es lineal y varía en forma monotónica con el caudal. Para que la estabilización tenga lugar es necesario que la velocidad de quemado de la mezcla sea igual a la velocidad de la mezcla fresca en algún punto, y menor en el resto de la región. Si la velocidad de quemado excede la del flujo la llama se moverá corriente arriba, y si es menor, la llama se propagará como una llama oblicua. La velocidad de quemado de la mezcla se reduce cuando la llama está muy cerca del borde del pico debido a la pérdida de calor y de radicales activos por la presencia de la superficie fría. La figura muestra la variación de la velocidad de quemado (curvas 2’,3’y 4’) para las llamas en la posiciones 2, 3 y 4. En estas posiciones las llamas están estabilizadas. Si el caudal, y por consiguiente el gradiente de velocidad cerca de la pared, aumenta por encima del caso 2, la llama es barrida corriente abajo. A este fenómeno se lo denomina soplado (blow off). Si el caudal disminuye por debajo del del caso 4 la llama se propaga hacia adentro del tubo; a esto se lo denomina flash-back. Los valores críticos de gradiente de velocidad en la capa límite para soplado y flash-back dependen de la mezcla como se muestra en la Figura 6.2 para gas natural:



115

Figura 6.2: Gradientes de velocidad críticos para soplado y retorno de llama El efecto del tipo de combustible se muestra en la Figura 6.3. Estas correlaciones son casi independientes del diámetro del tubo, lo que indica que el gradiente de velocidad en el borde, g =(dU/ dy)o es el parámetro apropiado.

Figura 6.3: Soplado para varios gases

Un razonamiento dimensional indicaría que el gradiente de velocidad crítico gc para soplado y flash-back se correlacionan con la velocidad de la llama Su y su espesor δ. El parámetro adimensional apropiado sería



116

kSgc

uc≡

δ

Para el caso de soplado esta parámetro se puede interpretar en términos de la teoría de estiramiento de Karlovitz y dá buenos resultados para soplado desde placas delgadas. Para soplado desde picos de quemadores la situación es más compleja debido a la dilución con aire ambiente por encima del borde del quemador. Si las mezclas son ricas pueden aparecer llamas levantadas como muestra la Figura 6.4:

Figura 6.4: Soplado de quemadores El mecanismo de estabilización de llamas levantadas es objeto de gran controversia. El flujo es usualmente turbulento. De acuerdo a la teoría tradicional, la llama se estabiliza donde la mezcla es estequiométrica y la velocidad de llama y de mezcla son iguales y opuestas. Otras teorías consideran la extinción de las llamas locales de difusión y aún otras teorías consideran las estructuras de gran escala. La presencia de un flujo externo co-fluyente aumenta grandemente la tendencia de las llamas levantadas a soplarse. 6.1.3 Estabilización en una zona de recirculación La Figura 6.5 muestra una llama estabilizada en un flujo de alta velocidad en un conducto. La llama es premezclada y la estabilización se realiza por un parallama cilíndrico.



117

Figura 6.5: Llama estabilizada por un parallama cilíndrico En la Figura 6.6 se muestran resultados típicos para la velocidad de soplado del flujo corriente arriba, tal que si se la excede la llama se desprende del parallamas:

Figura 6.6: Límites de estabilidad para parallamas cilíndricos Se aprecia que las velocidades de soplado son alrededor de 100 veces más altas que la velocidad laminar. La llama es estabilizada en la zona de recirculación detrás del parallama. En presencia de combustión el desprendimiento de vórtices (calle de vórtices de von Kármán), normal en flujo isotérmico, no existe, y es reemplazado por un par de vórtices o un toroide (en 3D), relativamente estables, que forman la zona de recirculación (Figura 6.7):



118

Figura 6.7: Estabilización por recirculación El mecanismo completo es muy complejo y es difícil formular una teoría adecuada. Spalding ha planteado una teoría en términos de la velocidad de engolfamiento en la capa de mezcla (laminar o turbulenta) y un tiempo químico relacionado con la velocidad de llama laminar. La correlación de la Figura 6.8 sale de esta teoría:

Figura 6.8: Correlación de Spalding También se han formulado teorías en base a mediciones de soplado en reactores bien mezclados (ver 6o Simposio). En flujos con rotación se forma una zona de recirculación en el centro del vórtice, cuya intensidad depende de la intensidad del vórtice y el gradiente axial de presiones. Presumiblemente la estabilización ocurre en esta zona de recirculación, aunque hay alguna evidencia que, bajo ciertas condiciones, la estabilización puede deberse a la mucho mayor velocidad de quemado turbulenta que resulta de los altos niveles de turbulencia que se generan. Estos altos niveles de turbulencia a su vez son debidos a una estratificación inestable en el flujo en rotación.



119

6.2. Encendido y apagado 6.2.1 Introducción Encendido por chispa y apagado son a menudo considerados juntos no sólo porque representan el nacimiento y muerte de una llama, sino porque están relacionados físicamente, como se aprecia en las correlaciones que muestra la Figura 6.9:

Figura 6.9: Distancia de apagado y energía mínima de ignición Para analizar esta correlación, consideramos una esferita de mezcla fresca a la que se le entrega calor suficiente para llevarla a la temperatura de ignición. Considerando las pérdidas de calor por



120

conducción y radiación habrá un tamaño mínimo (diámetro mínimo) de la esferita tal que aún quede suficiente calor para calentar las capas adyacentes de fluído a la temperatura de ignición y propagar la combustión. Luego, el encendido exitoso supone un diámetro mínimo de encendido, y la energía mínima de ignición será proporcional al área de la esferita a través de la cual se pierde calor, es decir, proporcional al cuadrado del radio de la esferita mínima. Podemos estimar que la distancia de apagado será del orden del diámetro de la esferita mínima, por lo que

2amin dE ∝

relación que confirma la figura anterior. Si se considera el espesor y la velocidad de la llama laminar, puede llegarse también a las siguientes relaciones:

RTEn

a epd 22−

∝

231 n

min pE−

∝ El tratamiento simple dado más arriba se presenta con un poco más de detalle en la mayoría de los textos de combustión. Sin embargo, los desarrollos más elaborados no dan resultados muy diferentes de estos. Todas las teorías son teorías térmicas y por lo tanto no predicen efectos importantes producidos por la difusión de reactantes y especies radicales activas, tales como el “corrimiento hacia lo rico”que demuestran los ensayos de apagado y energía de ignición. 6.2.2 Apagado de una llama La distancia de apagado estándar, da, es la distancia entre dos placas paralelas entre las cuales una llama cesa de propagarse. El diámetro de un tubo, da,t , a lo largo del cual una llama no se propaga está relacionado teóricamente con da por da,t = 1.5 da. Los efectos de tipo de combustible y presión en la distancia de apagado da se muestran en las Figuras 6.10 y 6.11.

Figura 6.10: Distancia de apagado y riqueza de mezcla



121

Se aprecia el efecto de “corrimiento hacia lo rico” para los hidrocarburos más pesados. Esto se explica considerando que la distancia de apagado debiera ser mínima cuando la energía de encendido fuera mínima, lo que sucede cuando la generación de calor por unidad de tiempo en la esferita es máxima, es decir, cuando la velocidad de reacción es máxima, o sea para φ ≅ 1.1.

Figura 6.11: Distancia de apagado y presión El orden del exponente de la presión es –1, lo que, considerando la expresión dada para la distancia de apagado, indica n=2, es decir que las reacciones son aproximadamente bimoleculares (n=2). Hay cierta evidencia que el orden de reacción global aparente crece con la presión y aún se vuelve independiente de la presión cuando esta excede las 100 atmósferas.

La distancia de apagado es importante en el diseño de trampas de llama. Algo parecido al apagado ocurre cuando una llama se aproxima o pasa una pared aunque no haya otras superficies cercanas. Una zona oscura aparece entre la llama y la pared. Por muchos años se creyó que este apagado de pared era una causa principal de emisiones de los motores de combustión interna, y muchos millones de motores fueron diseñados para minimizar el cociente área/volumen de la cámara de combustión. Hoy se sabe que aunque se dejan hidrocarburos no quemados cerca de la pared cuando pasa la llama, este combustible se difunde rápidamente hacia los gases quemados cuando ha pasado la llama, donde es consumido rápidamente por los radicales remanentes.



122

El apagado sí ocurre en rendijas entre el pistón y el cilindro y alrededor de los aros de pistón, pero la mayor fuente de hidrocarburos no quemados aparenta ser debida al combustible absorbido y luego liberado por el aceite que cubre el interior del cilindro. 6.2.3 Encendido por chispa Los efectos de forma de electrodo y espaciamiento sobre la energía de ignición se muestran en la Figura 6.12:

Figura 6.12: Distancia de apagado y energía mínima

Los efectos de la presión, concentración de oxígeno y estequiometría se muestran en la Figura 6.13 para mezclas de propano y aire:

Figura 6.13: Distancia de apagado y energía mínima vs. Estequiometría

Los efectos de tipo de combustible se muestran en la Figura 6.14:



123

Figura 6.14: Energía mínima y tipo de combustible De estas figuras se puede deducir lo siguiente: - El espaciamiento entre electrodos está limitado por la distancia de apagado si los electrodos son planos. - El efecto de la presión corresponde a n = 2, o sea Emin ∝ P-2

- El efecto del tipo de combustible en la energía mínima de ignición no es importante, pero - Los pesos moleculares más altos evidencian un “corrimiento hacia lo rico” en la curva Emin- φ. Este último efecto se puede explicar en base a difusión preferencial de oxígeno y combustible hacia un pequeño foco encendido. También hay un efecto sobre la velocidad inicial del frente de llama, como muestra la Figura 6.15:



124

Figura 6.15: Estequiometría y velocidad de llama La energía mínima de ignición requerida es mayor, como cabe esperar, si hay un flujo barriendo los electrodos, como se ve en la Figura 6.16.

Figura 6.16: Energía mínima y velocidad de flujo



125

La turbulencia también aumenta Emin, como se ve en la Figura 6.17:

Figura 6.17: Energía mínima e intensidad de la turbulencia Lo mismo sucede si se incrementa la duración de la chispa, como es lógico, lo que se muestra en la Figura 6.18:

Figura 6.18: Energía mínima y duración de chispa Los efectos de flujo y turbulencia se pueden explicar en términos de distorsión del foco de llama, mientras que una duración de chispa mayor aumenta las pérdidas de calor por conducción. Los efectos del circuito eléctrico usado para producir la chispa son considerados menores excepto en lo que respecta a la duración de la chispa. Por otro lado, si el espaciado de electrodos produce efectos de apagado significativos, el circuito eléctrico puede hacer mucha diferencia. Volviendo a la dependencia de Emin con estequiometría, se ve que para los hidrocarburos más pesados la energía de ignición requerida aumenta rápidamente para mezclas pobres. La operación de motores de régimen pobre es de interés corriente para el control de polución, y el problema de ignición de mezcla pobre ha adquirido importancia.

67.30 – Combustión – Unidad VII 126

Unidad VII: Detonación, combustión en recipientes cerrados

7.1 Detonación 7.1.1 Introducción El término detonación se usa para una onda de combustión que viaja a velocidad supersónica respecto a la mezcla fresca, siendo el proceso de combustión inducido por la onda de choque. Las detonaciones tienen una estructura característica denominada ZND (de Z’eldovich, Von Neumann, Döring) que se muestra en la Figura 7.1.

Figura 7.1: Estructura de una onda de detonación La Figura 7.2 muestra algunas velocidades típicas de detonación:

Figura 7.2: Velocidades de detonación La literatura sobre detonaciones es extensa, y en lo que sigue sólo se dá una simple introducción. 7.1.2 Teoría simple de detonación Se parte de la adición de calor a un flujo unidimensional de un gas perfecto. Las condiciones generales se muestran en la Figura 7.3:

Figura 7.3: Flujo con detonación


Las ecuaciones básicas para este flujo son Continuidad:

Cantidad de movimiento:

Energía:

Estado:

ρ ρ

ρ ρ

ρ ρ

1 1 2 2

1 1 12

2 2 22

112

22

2

1

1 1

2

2 2

2 2

u u

p u p u

CpT u q CpT u

pT

pT

R

=

+ = +

+ + = +

= =

En éstas, q es la adición de calor por unidad de masa. Eliminando u2 entre las dos primeras ecuaciones da:

p p u m V V1 2 12

12

1 2

21 2

1 1− = − = −ρ

ρ ρ( ) ( )

donde V = 1/ρ y m = ρ u. Esta es la ecuación de una línea recta (la línea de Rayleigh) en un diagrama p-V, para el estado 2. De las últimas ecuaciones obtenemos la ecuación de Hugoniot:

γ / γ-1 (p2 V2 - p1 V1) -q = (p2 - p1)(V2 + V1)/2 donde γ = Cp/ Cv y Cp = Cv + R. El número de Mach para el estado 2 es dado por

121

21

12 1)()(

CpTq

MMMfMfγ+

+= ,

siendo

22

2

2

) 1(

)2

11()(

M

MMMf

γ

γ

+

−+

= .

Las curvas de Hugoniot representan ondas de choque (q = 0) o de combustión (q >0), y la Figura 7.4 muestra una forma típica:

Figura 7.4: Línea de Hugoniot


Las líneas de pendiente -u1

2 (1/V12) que pasan por el punto (p1V1) son líneas de Rayleigh, y por

lo tanto el estado 2 debe estar en la intersección de esta línea con la curva de Hugoniot correspondiente. La línea tangente a la curva de Hugoniot para onda de choque (q = 0) en (p1V1), es la línea de velocidad sónica para el estado 1. Líneas de mayor pendiente representan flujo supersónico en el estado 1, y viceversa. Las líneas de Rayleigh supersónicas pueden cortar la curva de Hugoniot de combustión en dos lugares, uno correspondiente a un estado 2 subsónico (detonación fuerte) y la otra a un estado 2 supersónico (deflagración supersónica). Cuando la línea de Rayleigh es tangente a la curva de Hugoniot de combustión hay una sola solución para el estado 2, y es la combustión sónica. Este caso especial es la detonación de Chapman-Jouguet, y es el caso más común en la práctica para las detonaciones autoinducidas. Para este caso M2 = 1 y M1 sale de

2/12

1

2/12

11 2

12

11

−+

−+=

γγ

γγ

RTq

RTqM

Las líneas de Rayleigh subsónicas pueden cortar la rama inferior de la curva de Hugoniot de combustión en otros dos lugares, un estado 2 subsónico (deflagraciones débiles, el caso usual de combustión) y uno supersónico (deflagraciones fuertes, no hallado en la práctica). Cuando la línea de Rayleigh es tangente a la curva de Hugoniot de combustión nuevamente M2 = 1 y se trata de una deflagración de Chapman- Jouguet.


7.2 Combustión en un recipiente cerrado 7.2.1 Experimentos en bomba esférica La propagación transitoria de una llama desde un punto de ignición a través del contenido de un recipiente cerrado de forma arbitraria es un fenómeno de gran interés y significación práctica. La forma más simple de este experimento es la bomba esférica con ignición central. Se pueden presentar las siguientes conclusiones: i) En toda la duración del experimento la velocidad de llama relativa a la mezcla fresca puede tomarse como la velocidad usual de llama en un ambiente a presión constante, para los valores locales de presión y temperatura. ii) Dada la geometría esférica el comienzo de la combustión puede considerarse a presión constante. iii) Al comienzo de la combustión la presión aumenta con el cubo del tiempo. iv) La velocidad de quemado no es constante en toda la propagación de la llama. La compresión adiabática de la parte exterior a la llama (mezcla fresca) aumenta la presión y temperatura de los reactantes. v) El proceso de combustión termina con una masa de gas que es significativamente más caliente en el centro. Las Figuras 7.5 y 7.6 muestran registros típicos de presión versus tiempo. Estos experimentos se pueden usar para determinar la velocidad de llama:

Fig 7.5: Gráfica de presión en la detonación de ozono

Figura 7.6: Presión y avance del frente de llama en bomba esférica

7.2.2 Recipientes de forma arbitraria Las conclusiones del punto anterior se aplican en general a un recipiente de forma arbitraria con ignición en un punto muy pequeño. Sin embargo, la situación se complica por efectos aerodinámicos secundarios resultantes de la expansión de los gases quemados, que producen ondas de presión y flujo en la mezcla fresca. Si el recipiente es suficientemente largo, como en un tubo cerrado, las ondas de presión pueden alcanzarse unas a otras y formar una onda de choque y eventualmente una detonación. El flujo en la mezcla fresca puede volverse turbulento, alterando la velocidad de llama. También pueden producirse interacciones entre la llama y las capas límite, con la llama propagándose por la capa límite antes que por el frente principal.


7.2.3 Llamas en motores de gasolina La combustión en motores de gasolina es un tema muy extenso, y se pueden consultar muchos textos, partiendo de la bibliografía de Starkman (11o Simposio). Las siguientes observaciones generales son válidas: i) La velocidad de la llama aumenta con la turbulencia de la mezcla. ii) La distancia recorrida por la llama inicialmente no produce cambio de presión pero toma un tiempo significativo, lo que requiere el avance de encendido. Las Figuras 7.7, 7.8 y ilustran este punto:

Figura 7.7: Efecto de la velocidad del motor en el avance del frente de llama

Figura 7.8: Velocidad de llama, real, de transporte y medida


Figura 7.9: Efecto de la estequiometría en el avance del frente de llama iii) Los productos de combustión son más calientes en el centro, como muestra la Figura 7.10:

Figura 7.10: Temperaturas en la cámara de combustión iv) La compresión de la última porción de los reactantes produce reacciones previas al arribo de la llama, llamas frías, autoignición, y frentes separados de llamas originados en puntos calientes. Tales fenómenos pueden producir “golpeteo”, también llamado “detonación”, aunque no se sabe si lo que ocurre es una verdadera detonación. Las ondas de choque originadas en la combustión súbita de la última porción de mezcla han sido observadas propagándose en los productos de combustión. Los depósitos y los electrodos de las bujías pueden causar pre-ignición, anterior a la chispa. v) La variabilidad de la riqueza de la mezcla y del nivel de turbulencia cerca de los electrodos produce tiempos variables para el crecimiento del foco de ignición, dando lugar a la variabilidad ciclo a ciclo (CBCV), e incluso falla de encendido. La CBCV afecta a la suavidad de marcha, golpeteo, límite de operación pobre, MEP, avance de chispa, emisión de contaminantes, etc.



132

Unidad VIII: Combustión en turbinas de gas 8.1General

8.1.1 Descripción y usos La combustión en turbinas de gas tiene lugar en la cámara de combustión, ubicada entre el compresor y la

turbina (Figura 8.1):

Figura 8.1: Turbina de gas típica La cámara consiste en un recipiente al cual ingresa el aire comprimido, al que se le añade el combustible que

quemará en forma ininterrumpida. Los gases producto de la combustión dejan la cámara a elevada temperatura y velocidad, para ser utilizados en impulsar la turbina y/o proveer un chorro de empuje.

Las turbinas de gas tienen su uso principal en la aviación, ya sea como propulsoras por reacción o como máquinas turbohélice (aviones de ala fija) o turboeje (helicópteros). Entre las aplicaciones de superficie se cuentan las navales (turboeje), y aplicaciones industriales (generación de electricidad, bombeo de gas). También se emplean en pequeño número para incineración y para calefacción (hornos metalúrgicos)

8.1.2 Condiciones típicas de operación

Las turbinas de gas operan en muy variadas condiciones, que requieren especial consideración en el diseño de la cámara de combustión. Podemos citar:

• Ambiente: desde STP hasta 0.2 ata, con temperaturas entre –50º C y +50º C. • Descarga del compresor: de 1 a 20 atmósferas, temperaturas entre 300 y 900K, números de Mach entre

0.1 y 0.2. • Condiciones de combustión: de 1500 a 1700K a 20 atmósferas, M=0.2. Para cubrir estos requisitos y a la vez obtener un diseño liviano para aplicaciones aeronáuticas se recurre a la

filosofía de diseño de dividir las solicitaciones por medio de una doble carcasa; una externa, que soporta la presión y está protegida de las altas temperaturas por una carcasa interna, perforada, que aísla del calor pero no soporta una diferencia de presión.

8.1.3 Requisitos de operación y diseño

Los requisitos a cumplir por una adecuada realización de la cámara de combustión son: • Combustión completa (eficiencia de la combustión) • Poca pérdida de presión total • Estabilidad de la combustión • Buena distribución de temperaturas en la salida • Corta y de mínima sección • Operación aceptable en un amplio rango de riquezas de mezcla • Reencendido

8.2 Combustibles y combustión

8.2.1 Mezcla combustible La mezcla combustible está formada por el comburente (normalmente aire), típicamente a unas 20 atmósferas

pero ocasionalmente (arranque) a mucha menor presión, y temperaturas iniciales entre la ambiente y 10 veces la misma, y el combustible.



133

8.2.2 Combustibles Típicamente los combustibles son hidrocarburos líquidos o gaseosos, aunque ha habido numerosos intentos de

operar con polvo de carbón y otros sólidos. Entre los hidrocarburos líquidos se pueden citar los gasoils y dieseloils, fuel oils, kerosene y nafta, y entre los

gaseosos el gas natural y el gas licuado, y otros gases de proceso. Las turbinas aeronáuticas operan exclusivamente con combustibles líquidos de muy precisa especificación,

particularmente el JP-1, Jet A-1 o Avtur (un kerosene de bajo punto de congelamiento), el JP-4, Jet B o Avtag (un kerosene de más amplio rango de destilación que el anterior) y el Jet A (versión similar al Jet A-1). Las Figuras 8.2 y 8.3 ilustran las especificaciones de combustibles para estas turbinas, civiles y militares:

Figura 8.2: Especificaciones de kerosenes para uso civil



134

Figura 8.3: Especificaciones de kerosenes para uso militar



135

Las turbinas marinas y terrestres normalmente funcionan con combustibles de menor costo, y especificaciones menos rígidas. La figura 8.4 ilustra algunas especificaciones típicas:

ESPECIFICACIONES TIPICAS

DE COMBUSTIBLES PARA TURBINAS DE GAS

Diesel Oil: • Viscosidad mínima: 35-45 SSU a 100° F • Cenizas: 0.01% en peso, máx. • Azufre: 0.7% en peso, máx. • Corrosión: 3, máx • Neutralización: 0.5, máx • Destilación: 10% máx. a 460° F

85% máx a 675° F • Punto de escurrimiento: +5° C en verano, -5° C en invierno

Petróleo Crudo

• Calcio: 10 ppm máx. • Plomo: 5 ppm máx. • Sodio más Potasio: 5-10 ppm máx. • Vanadio: 2 ppm máx.

Fuel Oil Pesado (FOP

• Cenizas total: 0.03% en peso, máx. • Plomo: 5 ppm máx. • Calcio: 10 ppm máx. • Sodio más Potasio: 5-10 ppm máx. • Vanadio: 2 ppm máx. • Viscosidad a 100° F: 1.8 cSt máx

Nafta

• Viscosidad a 100° F: 0.5 cSt mínimo. Gas

• Sólidos: 30 ppm máx., de no más de 10µ • Azufre: 30 ppm máx. • Alcalis: 50 ppm máx. • Agua: 0.25% de sobresaturación, máx. • Condensables: nada por encima de 20° F • PCI: 300-5000 BTU/ft3 (2670-44500 kcal/m3 ) • Rango de inflamabilidad: 2.2 mínimo

Figura 8.4: Especificaciones de combustibles para uso industrial

Es de notar que los combustibles de uso industrial tienen límites especiales para las cenizas (corrosión), el vanadio y los álcalis (también causa de corrosión), la viscosidad (por problemas de bombeo a baja temperatura) y el punto de escurrimiento (congelación en aplicaciones marinas o bajas temperaturas ambientes). 8.2.3 Combustión, exceso de aire

Los combustibles pesados típicamente contienen compuestos de 8 a 12 carbonos, los líquidos livianos de 5 a 7 carbonos, y los gases de 1 a 4 carbonos.

La reacción de combustión se puede plantear de la forma usual, obteniéndose los parámetros usuales de fracciones en peso y volumen, relaciones aire/combustible, equivalencia, etc. Lo diferente es que en la turbina de gas, si bien en la zona de llama la combustión es aproximadamente estequiométrica, en general la relación aire/combustible es



136

muy pobre. Como ejemplo, con temperaturas de entrada y salida de 650 y 1700k (cp de 1004 y 1250 m2/s2K respectivamente), y un calor de reacción de 46 MJ/kg, podemos plantear:

( ) entasalpcarc TGTcGGhG −+= , y aproximar

30=−

≅entpsalp

r

c

a

TcTch

GG

.

Las turbinas de gas pueden operar con relaciones A/C aún mayores, hasta 70/1. En la zona de llama, sin embargo, los límites de riqueza son mucho más estrictos, y están condicionados por

los límites de inflamabilidad. La Figura 8.5 ilustra las condiciones de operación típicas para un kerosene:

Figura 8.5: Inflamabilidad de mezclas de kerosene El poder calorífico de los combustibles de tipo hidrocarburos es relativamente constante, del orden de las

10200 kcal/kg o 42600 kJ/kg. Por unidad de volumen, sin embargo, los combustibles son muy diferentes. Por ejemplo, si tomamos como datos las siguientes densidades:

Nafta, densidad 0.75 Dieseloil, kerosene: 0.8 GLP:0.6 GNC a 200 atm:0.14

resulta que el dieseloil y el kerosene tienen la más alta densidad de energía por unidad de volumen, un 7% más que la nafta, un 33% más que el GLP y un 470% más que el GNC. Esto puede ser muy importante para las aplicaciones de volumen y/o peso de combustible limitado (aviones, barcos, locomotoras).

Otro punto a tener en cuenta es el calor latente de vaporización del agua producto de la combustión. Su valor estándar es de 2465 kJ/kg de agua, pero es importante calcularlo por kg de combustible, ya que así es igual a la diferencia entre los poderes caloríficos superior e inferior del combustible. Por ejemplo, 1 mol de C8H18 (peso molecular 114) produce 9 moles de H2O (peso molecular 18), con lo que la diferencia es de

comb. kJ/kg 35032465114

189==− xxPCIPCS

Para los combustibles más livianos la diferencia es mayor: para el metano CH4 es de 5546 kJ/kg de combustible. Vale decir, el vapor de agua no condensado se lleva una parte más importante del calor de combustión.

El exceso de aire tiene su importancia en relación a la corrosión de los sistemas de escape. Consideremos por ejemplo la combustión del octano con un 200% de exceso de aire (φ=3). Planteada la reacción de un solo paso se obtiene



137

( ) ( )2222222188 76.32576.35.129876.35.37 NONxOHCONOHC ++++→++ De aquí resulta una fracción molar del agua igual a 0.0492, lo que a presión atmosférica (101325 Pa) equivale

a una presión parcial de H2O de 4983 Pa. De tablas obtenemos la temperatura de saturación del vapor de agua a esta presión, siendo de 33ºC.

Por otra parte, sin exceso de aire resulta una fracción molar de agua de 0.141, una presión parcial de 14249 Pa, y una temperatura de saturación de 53ºC.

Luego, con un 200% de exceso de aire podemos enfriar los gases de escape hasta 33ºC sin que se condense el agua, mientras que en el caso sin exceso de aire debemos mantener el escape por encima de los 53ºC. Es decir, podemos aprovechar algo del calor del escape sin correr el riesgo que se condense el agua y forme compuestos (por ejemplo, con azufre y sodio) corrosivos del sistema de escape.

El peso molecular del combustible también tiene su importancia. Si consideramos la combustión del metano y del octano, las relaciones aire/combustible en peso de ambos son similares, del orden de 16/1. Sin embargo, el gramo de combustible gasificado que debemos suministrar para los 16g de aire ocupa 0.2 litros en el caso del octano, y 1.4 litros para el metano. Es decir, para la misma potencia, el combustor deberá ser físicamente más grande.

Finalmente, el número de moles de los productos de combustión también debe ser considerado. Si consideramos nuevamente la combustión (estequiométrica) del metano y el octano, obtenemos que por cada gramo de combustible se obtienen más moles (litros) de productos con el combustible más liviano (metano). Luego, por unidad de masa de combustible (por unidad de energía entregada) se obtienen productos con más volumen, lo que causa mayor velocidad de escape y mayor empuje de la turbina o mayor potencia entregada al eje.

8.3 Aspectos físicos

8.3.1 Combustión de rocíos La combustión de rocíos de combustibles líquidos en aire es un tema muy complejo, cuyos aspectos teóricos y

prácticos están lejos de ser totalmente conocidos. Sin embargo, se pueden hacer las siguientes consideraciones: El combustible quema en fase gaseosa, no líquida, formando una pluma de llama del orden de 20 a 30

diámetros de largo. En la pluma se presentan procesos de evaporación, difusión mutua, mezcla y combustión. Al ser la llama continua la ignición se produce por aumento de la temperatura de la mezcla, por lo que es importante la velocidad a la que el fluído evapora.

La evaporación del fluído consume un calor latente, calor que es recibido de la llama por radiación y conducción. A medida que la gota evapora su área disminuye con el cuadrado del radio, pero su masa (volumen) con el cubo del radio. Luego, la absorción de calor se acelera, y puede concluír en la evaporación simple, la ebullición y/o explosión de la gota, o la coquización de la gota formando esferas de carbón o ceniza.

Es por consiguiente vital el control del tamaño y la distribución de tamaño de las gotas del rocío.

8.3.2 Inyección El combustible sale del inyector como un chorro de líquido que inicialmente forma hilos, luego se rompe en

largos de hilos, y finalmente forma gotas, típicamente de entre 10 y 200 µ. La velocidad del chorro básicamente controla no sólo el caudal másico sino también la atomización, vale

decir, el tamaño de gota. Luego, sería necesario tener un área variable para poder cambiar separadamente el caudal manteniendo la velocidad y el tamaño de gota. Esto no es práctico en los tamaños de orificio usuales, y se adoptan otras soluciones a este problema, como ser:

• Rotadores mecánicos para impulsar el chorro y acentuar la rotura de hilos (Figura 8.6)



138

Figura 8.6: Inyector con rotador mecánico

• Inyectores con piloto (Duplex) que acentúa la rotura de hilos (Figura 8.7):

Figura 8.7: Inyectores Duplex



139

• Inyectar a muy alta presión, con lo que los menores caudales aún se producen con muy altas presiones de inyección, y el tamaño de gota no varía tanto. Esta técnica tiene el problema que los orificios de inyección resultan muy pequeños, y susceptibles a taparse con partículas de suciedad.

• Inyectar con el combustible aire a alta presión, lo que favorece la rotura de hilos. Otro problema a considerar es la carbonización del combustible en el pico: la cercanía de la llama puede

carbonizar el combustible que moja los bordes del pico, formando depósitos que interfieren con el chorro y degradan la atomización. Una técnica para contrarrestar esto es la de lavar el frente del inyector con combustible, manteniéndolo frío y libre de depósitos (Figura 8.8):

Figura 8.8: Inyector con lavado por combustible 8.3.3 Mezcla y difusión

Al evaporar la gota el combustible evaporado tendería a permanecer cerca de la gota; esto aumenta la concentración y por lo tanto la presión parcial de combustible cerca de la superficie, retardando la evaporación subsiguiente. Además, esto afecta más a las fracciones de hidrocarburos más pesadas y menos a las livianas, con lo que la gota se vuelve más densa y aumenta el riesgo de coquización. Es necesario entonces barrer el combustible evaporado de las cercanías de la gota para acelerar la evaporación.



140

Esto se logra creando un flujo altamente turbulento, pero a costa de una pérdida de presión total por la creación de turbulencia, que es un proceso típicamente irreversible. Es necesario balancear el nivel de turbulencia con una adecuada atomización y control del rango de tamaños de gota para asegurar la penetración adecuada, es decir, el largo de la pluma de llama, sin llegar a la coquización o el lavado de las paredes de la cámara con gotas sin evaporar.

Además, la generación de turbulencia debe ser adecuada para todo el rango de flujo másico. La difusión turbulenta es de vital importancia pues controla la riqueza de la mezcla en la zona de llama. En la

zona primaria generalmente se diseña para condiciones estequiométricas, pero los altos niveles de turbulencia hacen necesario proveer un sostén de llama, como se verá.

8.4 Quemado

8.4.1 Velocidad de llama La llama es de difusión turbulenta, por lo que su velocidad no está definida y depende del nivel de

turbulencia. La Figura 8.9 muestra velocidades típicas de llamas de kerosene según la riqueza de la mezcla, y una velocidad típica en la zona primaria del combustor del orden de los 40 m/s:

Figura 8.9: Velocidades de llamas de kerosene

La velocidad del flujo en la cámara de combustión se ilustra en la Figura 8.10, en términos de números de

Mach. A las temperaturas esperables esto equivale a unos 70 m/s a la entrada, reduciendo a unos 25-30 m/s en la zona primaria. Luego, es necesario no sólo una llama turbulenta sino también, como se dijo, retención de llama para evitar su soplado corriente abajo:



141

Figura 8.10: Condiciones típicas en turbinas de gas



142

8.4.2 Ignición, energía mínima Supongamos una esferita de mezcla de oxidante y combustible en condiciones p0, T0, en concentraciones

molares xc, xo. Para iniciar la combustión es necesario llevar la esferita a una temperatura tal que el calor liberado iguale o exceda el calor perdido a través de la superficie.

La velocidad de reacción de la mezcla en moles por segundo y por metro cúbico está dada por una fórmula de tipo de Arrhenius:

RTE

oc exAx−

= 2σω donde E es la energía de activación, σ la densidad molar (moles por metro cúbico) y A un factor propio de la reacción química (metros cúbicos por mol-segundo).

Si Q es el calor de reacción en Joules por mol, y el volumen de la esferita es 33

4rπ , el calor liberado por

unidad de tiempo es

[ ]J/s34 23 RT

E

oc exAxQr−

σπ

Si k es el coeficiente de transmisión del calor a través de la superficie de la esferita el calor transmitido será

( )02 44 TTrk

rTTrk

drdTkS o −=

−≅ ππ

Igualando despejamos el radio de la esferita:

( )2/1

203

−=

σoc

RTE

xAQxeTTkr

La energía necesaria para llevar la esferita de T0 a T será:

( )03

34 TTcrH p −= σπ

siendo cp el calor específico molar a presión constante. Reemplazando el valor del radio:

( ) ( )2/3

20

03

34

−−=

σπσ

oc

RTE

p xAQxeTTkTTcH

Podemos abreviar:

( ) 2/32

1

oc xxH

σ∝

Como la densidad molar es ,/ Tp ℜ=σ siendo ℜ la constante universal, resulta la energía mínima de ignición

2/1 pH ∝ La energía mínima de ignición es inversamente proporcional al cuadrado de la presión, lo que tiene

implicancias para, por ejemplo, el reencendido a gran altura en turbinas de aviación, y el arranque de turbinas de gas en general.

Por otra parte,

Como la suma de la fracciones molares debe ser uno, debe haber un valor máximo de su producto, que hará mínima a H. Este valor resulta ser ligeramente superior al estequiométrico, como muestra la Figura 8.11:

( ) 2/31

oc xxH ∝



143

Figura 8.11: Energías mínimas de ignición para varios hidrocarburos en función de la riqueza

8.4.3 Retardo De la expresión de la velocidad de reacción deducimos que el tiempo necesario para alcanzar la temperatura

de ignición es función de la temperatura inicial

0RTEet ∝

La Figura 8.12 muestra algunos tiempos de retardo característicos de combustibles en aire:

Figura 8.12: Tiempos de retardo de ignición

8.5 Valores característicos de diseño El diseño de cámaras de combustión para turbinas de gas se basa sobre todo en la experiencia y el ensayo, ya

que son demasiado complejas aún con las herramientas computacionales actuales para modelarlas con precisión en base a modelos teóricos. El prediseño o selección de tamaños y parámetros se basa en el uso de valores característicos que pueden estimarse como sigue:

8.5.1 Tiempos

Los tiempos característicos de ignición se ilustran en la Figura 8.13 en función de la riqueza de la mezcla:



144

Figura 8.13: Tiempos característicos de ignición Estos tiempos son los que la mezcla debe permanecer en la zona primaria para encender correctamente; caso

contrario la llama sería soplada corriente abajo (blowoff). Si, como es usual, hay en la zona primaria una zona de recirculación para retener la llama, de longitud L y la velocidad media del flujo es V, el tiempo característico debiera ser menor que el tiempo de residencia en la zona de recirculación, L/V.

También se encuentra que el tiempo característico es inversamente proporcional a la presión y a la temperatura elevada a una potencia del orden de 2.5. Ambas observaciones tienen influencia en el diseño de la zona de recirculación o retención de llama para el encendido y reencendido a gran altura. 8.5.2 Escala transversal

El valor característico es un área de referencia, relacionada al caudal volumétrico a través de las ecuaciones de flujo conocidas. Valores usuales de número de Mach son M=0.05 a la entrada (zona primaria), M=1 en la salida a toberas, M=0.15-0.2 entre el tubo de llama y la caja de aire. La relación de aspecto largo/ancho es comúnmente del orden de 3-4. 8.5.3 Escala longitudinal

El tiempo de residencia se asume inversamente proporcional a la velocidad de reacción. Como la velocidad de reacción es proporcional a las fracciones molares de los reactantes (elevadas a ciertos exponentes) y (del estudio de energía mínima de ignición) a la raíz cuadrada de la temperatura, podemos asumir el tiempo de residencia

nres pt /1∝

El tiempo de residencia en una cámara de sección A y caudal volumétrico Q es LA/Q. Reemplazando para el caudal volumétrico las ecuaciones de flujo compresible resulta

−−

∝γγ 1

1n

tt PT

L

siendo Tt y pt los valores de remanso a la salida de la cámara. Experimentalmente se encuentra que el exponente n vale 1.8 para bajas presiones y 1.0 para altas presiones, con lo que el exponente de p resulta ser de orden unitario. Luego:

pTL 1∝

Resumiendo, la longitud de la cámara es inversamente proporcional a la presión y la raíz cuadrada de la temperatura, y no es función de la potencia. Es por esto que en las turbinas primitivas, de baja presión y temperatura, las cámaras eran más largas que las actuales.

8.6 Intensidad de combustión

Otro valor característico de prediseño es la intensidad de combustión, medida en MW/m3.atm (Figura 8.14):



145

Figura 8.14: Intensidad de combustión y pérdidas de presión en la cámara

Esto nos permite estimar el volumen de la cámara. Como ejemplos de comparación, una caldera de vapor de 30 MW trabajando a presión atmosférica tiene un

volumen de aproximadamente 400 m3, lo que dá una intensidad de combustión del orden de 0.8. La turbina T56, trabajando a 10 atmósferas, tiene una intensidad de combustión más de 20 veces superior.

En este último caso, la liberación de calor es de 20x10=200 MW/m3. Un motor de CI alternativo de 1500 cc de máxima performance (motor de F1 turbocargado) ronda los 500 HP, o 220 MW/m3.

8.7 Diseño 8.7.1 Tipos de combustores

Los combustores primitivos consistían en cámaras separadas, aproximadamente cilíndricas, denominadas latas (cans), interconectadas para asegurar el encendido. Para alivianar el diseño y uniformizar la presión se adoptó luego el diseño de latas para el tubo de llama y envoltura anular para la caja de aire, forma que se llamó en inglés “cannular”. Finalmente, cuando se pudo asegurar la simetría del flujo y la combustión se adoptaron las cámaras totalmente anulares. La Figura 8.15 muestra las distintas formas:

Figura 8.15: Tipos de cámaras de combustión

67.30 – Combustión – Unidad IX

D. Ing. E. Brizuela – Ing. J. C. Loza

156

Unidad IX: Combustión en Motores de Combustión Interna 9.1. Motores Ciclo Otto

9.1.1 Ignición 9.1.1.1 General En el motor ciclo Otto se quema una mezcla de aire y combustible dentro de la cámara de combustión. El quemado de la mezcla se inicia por medio de una chispa eléctrica antes de que el pistón llegue al punto muerto superior (PMS). El control del instante en que se inicia la combustión es vital para obtener la mejor prestación del motor. La Figura 9.1 muestra el efecto del avance de chispa sobre el ciclo indicado. Se nota cómo caen la presión media indicada (IMEP) y el rendimiento cuando la chispa se produce antes o después del momento óptimo.

Fig 9.1: Efecto del avance de encendido sobre el ciclo indicado La Figura 9.2 muestra cómo varía el consumo de un motor a distintas velocidades del vehículo, al variar el momento de encendido, medido en grados de giro del cigüeñal antes del PMS:

Fig 9.2: Efecto del avance de encendido sobre la potencia



157

En la figura precedente se indican curvas de avance centrífugo y por vacío. El momento de encendido debe variarse de acuerdo a la velocidad de rotación y a la potencia desarrollada por el motor. Luego, el avance de la chispa es controlado, dentro del distribuidor o la computadora de encendido, por la velocidad de rotación (avance centrífugo) y por la presión (o mejor dicho vacío) existente en el múltiple de admisión (a menos vacío más potencia). 9.1.1.2 Mezcla inflamable La mezcla se puede preparar en un carburador o, en motores modernos, inyectando combustible finamente pulverizado, ya sea en el múltiple de admisión (inyección mono o multipunto) o bien dentro de la cámara de combustión (inyección directa). La cantidad de combustible que se añade al aire se regula por medios mecánicos (en el carburador) o electrónicos (inyección electrónica). El objetivo es lograr una mezcla inflamable aproximadamente estequiométrica, aunque en ciertas condiciones de operación se requieren desviaciones en más o en menos. El sistema de generación de mezcla inflamable debe estar diseñado para producir ciertos efectos que se consideran indispensables, tales como: -Completa evaporación del combustible -Homogenización de la mezcla -Uniformidad en la provisión a todos los cilindros -Uniformidad en la provisión ciclo a ciclo. La mezcla inflamable así preparada ingresa al cilindro por vía de la/s válvula/s de admisión, aspirada por el movimiento del pistón en la carrera de admisión, y en ciertos casos, impulsada por medios mecánicos (turbo alimentación). La mezcla es luego comprimida al ascender el pistón en la carrera de compresión. En todos los casos, cerca del PMS, se requiere que, al producirse la ignición, la mezcla esté en un estado de movimiento turbulento. Al producirse la chispa se genera un frente de llama aproximadamente esférico, que comienza a propagarse en la mezcla, consumiendo mezcla fresca y dejando detrás los productos de combustión (gases de escape) (Figura 9.3).

Fig 9.3: Avance del frente de llama La velocidad de propagación del frente de llama es función de un número de factores, siendo la turbulencia de la mezcla fresca uno de los más importantes.

La combustión en el Ciclo Otto es premezclada, turbulenta.

La proporción de combustible define la riqueza de la mezcla: rica (en combustible) o pobre. La combustión podrá iniciarse y propagarse dentro de ciertos valores de riqueza que pueden estimarse



158

considerando los límites de inflamabilidad del combustible (Figura 9.4)

Fig 9.4: Límites de inflamabilidad de algunos combustibles

9.1.1.3 Ignición, tipos, energía mínima El encendido de la mezcla se produce cuando en un volumen dado se eleva la temperatura en un grado tal que las reacciones químicas (cuya velocidad es función exponencial de la temperatura) se aceleran tanto que la generación de calor por unidad de tiempo es suficiente para calentar la mezcla adyacente a igual o mayor temperatura y así propagar la reacción de combustión. No existe una temperatura de ignición sino que la aceleración exponencial de la velocidad de reacción hace parecer que el encendido se produce a una cierta temperatura. El calentamiento local (ignición) puede producirse de varias maneras, como ser: -Por un cuerpo caliente (por ejemplo, la partícula incandescente que enciende el encendedor de cigarrillos). En el motor de CI puede suceder por la presencia de escoria mineral que, al ser mala conductora del calor, se mantenga incandescente entre explosiones. Esto dá origen a dos modos anormales de ignición, la pre-ignición y la post-ignición o encendido múltiple, que se consideran más adelante. -Por chispa eléctrica: éste es el modo normal de ignición del Ciclo Otto. Considerando el modo normal, el sistema de encendido del motor produce una chispa eléctrica entre dos electrodos metálicos colocados dentro de la cámara de combustión. Para que la ignición tenga éxito es necesario que la chispa posea cierta Energía Mínima. Esta es la energía necesaria para elevar la temperatura de la mezcla, en un volumen alrededor de la chispa, lo suficiente para iniciar la combustión. El volumen así encendido debe ser de tamaño suficiente como para que el calor producido pueda calentar las capas adyacentes y propagar la combustión aún cuando cierta cantidad de calor se pierda por conducción y radiación, especialmente si hay paredes metálicas cercanas. Como las paredes metálicas más cercanas son precisamente los electrodos que producen la chispa, esto define la luz mínima de electrodos en la bujía de encendido. Esta luz es también la distancia de apagado, ya que identifica regiones (hendiduras) hacia cuyo interior el frente de llama no se podrá propagar pues se pierde demasiado calor hacia las paredes. Lo mismo sucede en regiones muy cercanas a paredes metálicas (pared del cilindro, etc.) La energía mínima de encendido es aproximadamente proporcional a la superficie del frente esférico de llama, es decir, al cuadrado del radio o de la distancia entre electrodos para la esferita primaria, siendo del orden de 10 mJ para 1 cm. para un gran número de hidrocarburos en aire. La energía mínima de encendido es también aproximadamente inversamente proporcional al cuadrado de la presión (Figura 9.5). Esto explica porqué al operar un motor a grandes alturas (aviones, zonas



159

de montaña) el encendido puede fallar, pues se requiere mayor energía de chispa.

Fig 9.5: Efecto de la presión sobre la energía mínima de chispa

La energía mínima es también función de la riqueza de la mezcla, siendo en general mínima para mezcla ligeramente ricas. Es por esto que el encendido suele fallar cuando el motor funciona en vacío (mezcla pobre) ya que la energía de la chispa es insuficiente, y la marcha se regulariza al enriquecer ligeramente la mezcla. La Figura 9.6 muestra el efecto de la riqueza de la mezcla sobre la energía mínima de ignición para varios hidrocarburos. Se debe notar que la escala de energía es logarítmica: la energía mínima requerida es mucho mayor apenas se aparta la mezcla de la estequiometría.



160

Fig 9.6: Efecto de la estequiometría sobre la energía de encendido

9.1.1.4 Ignición anormal El pre-encendido y el post-encendido por cuerpos calientes son situaciones que normalmente se controlan con buen mantenimiento (limpieza). Existe otro mecanismo de ignición anormal más importante: la detonación. Aunque las causas y explicaciones de este fenómeno son varias y no totalmente conocidas, se puede considerar la siguiente progresión de eventos: al avanzar el frente de llama no sólo avanza por consumir mezcla adyacente sino que es impulsado hacia adelante por los gases producto de la combustión que están mucho más calientes y buscan expandirse, empujando al frente de llama y comprimiendo la mezcla fresca delante del frente de llama. La mezcla fresca así comprimida aumenta su temperatura y presión, y pude suceder que, o bien se alcancen las condiciones para que toda la mezcla fresca combustione instantáneamente (detonación propiamente dicha) o bien se origine uno o más nuevos frentes de llama en zonas calientes de la cámara de combustión, que avancen los unos hacia los otros. En este último caso, los múltiples frentes de llama, o bien causan la detonación final de la mezcla atrapada entre ellos, o bien continúan avanzando hasta colisionar, produciendo ondas de presión en la colisión. En cualquier caso el resultado global es la aparición de picos de presión (evidenciados por un característico martilleo metálico) de gran amplitud, que pueden causar serios daños mecánicos a las partes del motor. Esta ignición anormal se controla por medio de las cualidades antidetonantes del combustible, que se discuten más adelante. 9.1.2 Cámaras de combustión 9.1.2.1 Requisitos generales La cámara de combustión del motor ciclo Otto debe cumplir un gran número de requisitos, muchos de ellos mutuamente incompatibles. Podemos citar: -Obtener altas potencias, para lo cual es necesario: Alta compresión (llama corta, veloz, cámara fría (1), bujía cerca del escape) Alto rendimiento gravimétrico (válvulas grandes(2), frías) Operar bien con mezclas ricas (turbulencia)



161

-Obtener altas velocidades, para lo cual se requiere: Mecanismo liviano (válvulas chicas (2)) Combustión rápida (turbulencia) -Obtener altos rendimientos, lo que requiere: Alta compresión Operar bien con mezcla pobre (compacta (3), turbulenta) Mínima pérdida de calor (cámara caliente (1)) Separar las válvulas para evitar pérdidas de mezcla fresca (3) -Buena regulabilidad del motor, o sea: Insensible a la velocidad (turbulencia por apriete) Insensible a la riqueza (cámara refrigerada (1)) Insensible a la temperatura -Marcha suave, regular, que requiere: Velocidad de llama proporcional a las rpm (turbulencia por apriete) Evitar detonación (área del frente de llama decreciente) Las llamadas (1)-(3) indican requisitos incompatibles, y los diseños de cámaras de combustión son soluciones de compromiso para optimizar algunos de estos requisitos a expensas de otros. 9.1.2.2 Diseños típicos Consideramos primero cámaras de combustión para motores de cuatro tiempos. La Figura 9.7 muestra algunos diseños antiguos, con válvulas laterales, a saber: a) Poca turbulencia, muy propenso a detonación, bajas velocidades de rotación. b) Diseño mejorado, con las dos válvulas del mismo lado, pero posible pérdida de mezcla. c) Al llegar el pistón al PMS expulsa violentamente la mezcla en la zona de “apriete”, causando intensa turbulencia casi independiente de la velocidad del motor, lo que permite más altas velocidades. La bujía de encendido y la válvula de escape caliente pueden dar lugar a encendido múltiple. d) La bujía sobre la válvula de escape y la mayor separación física entre válvulas mejoran el diseño.

Fig 9.7: Cámaras con válvulas laterales



162

En la Figura 9.8 se muestran diseños más modernos con válvulas a la cabeza. a) Diseño óptimo, pero poco lugar para la bujía. b) Mejor, pero difícil refrigeración del block del motor. c) El área de válvulas sobresale, causando pérdidas de calor c variante) Buen diseño, muy frecuente. c1 y c2) Diseños para motores de aviación, restringiendo la turbulencia por apriete para motores de aviación de velocidad casi constante.

Fig 9.8: Cámaras con válvulas a la cabeza

La Figura 9.9 muestra la disposición general de una cámara de combustión de muy alta performance:



163

el motor de Fórmula 1 Coventry Climax; se trata de un tipo c) desarrollado al máximo.

Fig 9.9: Motor Coventry Climax

Para los motores Ciclo Otto de dos tiempos existen también múltiples variantes, algunas de las cuales se muestran en la Figura 9.10, como ser : a) Cámara simple, baja velocidad. Notar el deflector para asistir en el barrido. b) Con turbulencia por apriete para mayor velocidad. c) Similar pero más compacta. d) Con mayor apriete

Fig 9.10: Cámaras para motores de dos tiempos



164

9.1.3 Combustibles para motores de CI 9.1.3.1 Tipos Los motores de CI utilizan combustibles gaseosos (gas natural comprimido o GNC, gas de gasógeno, gas licuado o GLP, hidrógeno), líquido (naftas, gasoils, alcoholes, hidrocarburos puros o mezclados) e incluso sólidos (polvo de carbon). 9.1.3.2 Descripción El GLP está compuesto de propano (aprox. 40%) y butano (aprox. 50%), más CO2, metano, etc. Su densidad es del orden de 2.2, y su poder calorífico inferior ronda las 11000 Kcal/Kg (45 MJ/Kg). El GNC consiste principalmente en metano, con una densidad de 0.72 y 12000 Kcal/Kg. Los combustibles líquidos son hidrocarburos destilados del petróleo, productos de la industria petroquímica, alcoholes y productos de otras industrias (destilado de hulla). Los hidrocarburos son los parafínicos (fórmula genérica CnH2n+2), los iso-parafínicos (isómeros de los anteriores) de los cuales se destaca el isooctano C8H18 o 2-2-4-trimetil-pentano, las cicloparafinas o nafténicos como el ciclohexano de fórmula genérica CnH2n, los aromáticos CnH2n-6 como el benceno y el tolueno (o metil-benceno), las olefinas CnH2n y CnH2n-2, los alcoholes etílico CH3OH, metílico C2H5OH, etc. 9.1.3.3 Obtención de combustibles Los combustibles gaseosos se obtienen de pozos petrolíferos o gasíferos, de gasógenos, de plantas de cokización, de refinerías y de la industria petroquímica. Los líquidos se obtienen del petróleo mediante variadas operaciones tales como -Destilación fraccionada -Cracking térmico o catalítico (ruptura de cadenas largas) -Polimerización (creación de ramas) -Hidrogenado (rupture de enlaces dobles) -Isomerización -Alkilación (generación de alkilos) -Ciclización y aromatización (aumento de aromáticos) -Mezclado (de tipos diversos) -Aditivación con productos mejoradores de ciertas propiedades, etc. 9.1.3.4 Combustión completa, parámetros La reacción de combustión completa no estequiométrica es de un compuesto de carbono e hidrógeno en aire es:

o bien

Los principales parámetros que definen la combustión son: Porciento de carbono en el combustible: 100 12x/(12x+y)

Relación aire-combustible estequiométrica, en peso: ( )( )

yx

xyxPCA

+

++=

12

2876.3324//

y en volumen ( )( )

1

76.314//

++=

yxVCA

( ) ( ) ( ) ( ) 1 si211

4/276.34/

222276.324/

≤−+++

++⇒++

+

φφφφ

OyxNyx

OHy

xCONOyx

yHxC

( ) ( ) ( )1 si

11276.3

4/222276.32

4/≥−+

+++⇒+

++

φφφφφφ yHxCN

yxOH

yCOx

NOyx

yHxC



165

Fracción de aire: esteqCA

CA

/

/1==

φλ

Exceso de aire: )1(100 −= λe

Parámetro Gamma: 10 ; /1

1

/11

1≤≤

+=

+= γ

φγ

estqAA

9.1.4 Combustibles para motores Ciclo Otto 9.1.4.1 General Los combustibles más usuales son las naftas, y para los motores de aviación las aeronaftas. La Figura 9.11 muestra las especificaciones físicas y químicas de un número de naftas y aeronaftas del pasado, indicando las normas ASTM que rigen los ensayos.

Fig 9.11: Especificaciones de naftas

En nuestro país, para las naftas (motonaftas) existen las normas IRAM, que son muy similares o simplemente refieren a las normas ASTM. La Figura 9.12 muestra las especificaciones típicas de motonaftas argentinas.

Fig 9.12: Motonaftas argentinas



166

Las razones de algunas de estas especificaciones se dan en lo siguiente. 9.1.4.2 Requisitos de las naftas para motores ciclo Otto Los requisitos generales son: -Combustión normal (no detonante) -Fácil arranque (volatilidad, presión de vapor) -Aceptable para uso en transporte (densidad, presión de vapor, solubilidad de agua, punto de congelación, toxicidad) -Facilidad de distribución (estabilidad química con el tiempo, evaporación, corrosión) 9.1.4.3 Antidetonancia La determinación de las cualidades del combustible respecto a la detonancia se dificulta por ser este fenómeno función de muchos parámetros tales como el combustible mismo, el clima, el uso del motor, el diseño de la cámara, su estado de mantenimiento, el sistema de encendido, etc. Luego, para definir la calidad antidetonante se fijan todas las variables menos una: el combustible. Los ensayos se realizan bajo condiciones especificadas en un solo tipo de motor. Se trata de un motor monocilíndrico de uso universal, diseñado por el Cooperative Fuel Research Committee y fabricado, entre otros, por la firma Waukesha, por lo que se lo conoce como el motor CFR o Waukesha (Figura 9.13).

Fig 9.13: Motor CFR Waukesha

Fijadas las condiciones de ensayo, se define una escala de cero a un máximo, en base a dos combustibles de propiedades perfectamente conocidas, y las cualidades del combustible a ensayar se miden por comparación con mezclas de los dos combustibles patrones. La escala consta de un combustible con propiedad antidetonante cero (muy fácil detonación), que es el heptano normal C7H16, parafínico de cadena recta, y otro muy antidetonante, valor de escala 100, que es el isooctano anteriormente citado. La proporción de isooctano en una mezcla es el número de octano. Por razones de costo es común que en lugar del los productos químicamente puros normal-heptano e isooctano se utilicen mezclas de hidrocarburos con números de octano certificado, de menor costo; estos se denominan patrones secundarios. Se ensaya el combustible a medir en el mtor estándar y según el método especificado, y luego se ensayan mezclas con distintas proporciones de los combustibles patrones. Cuando se encuentra una mezcla que se comporta como el combustible a medir, se le asigna a este el numero de octano de la mezcla de patrones.



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Los ensayos normalizados son: F1 (también llamado ensayo Research): es el Número de Octano comúnmente citado en el comercio. Se ensaya en el motor CFR a 600 rpm, con mezcla pobre. Se prueban las motonaftas conocidas como Común, Super, Sin Plomo, etc. F2 (también llamado ensayo Motor): se ensaya a 900 rpm, con mezcla pobre. Da un NO menor que el F1, y es un mejor indicador del comportamiento del motor en uso dinámico (en ruta). La Figura 14 muestra las diferencias en alcance del frente de llama en el motor CFR para riqueza variable, medido en grados de giro del cigüeñal, entre la chispa y el quemado del 60% de la mezcla, o el 95% del recorrido total de la llama. Se aprecia que con mezcla pobre (relación aire combustible relativa a la estequiométrica superior a 1) la llama es más veloz, maximizando la posibilidad de detonación.

Fig 9.14: Velocidad de llama F3 (Aviación): se ensaya a 1200 rpm, ajustando la mezcla pobre para máxima temperatura de cabeza de cilindro. Es un indicador de la performance del motor de aviación en régimen de crucero, a máxima economía. Los números de octano suelen exceder el tope de la escala de NO=100, por lo que se reporta en unidades de isooctano más agregados de antidetonante (tetraetilo de plomo) convertidos a falsos números de octano (superiores a 100) según tablas experimentales. F4 (Aviación supercargado): se ensaya a 1800 rpm, con mezcla rica, alimentado con un supercargador mecánico, para máxima potencia. Es un indicador de la performance del combustible a máxima potencia (en el despegue del avión). Se reportan Números de Performance, que no se corresponden con a escala de NO. Existe también un ensayo F5 para motores Diesel, que se discute más adelante. La Figura 9.15 muestra las principales condiciones de ensayo.

Metodo Research F1

Metodo Motor F2

Metodo F3 Mezcla Pobre

Metodo F4 Mezcla Rica

Regimen (rev/min) Calidad del aceite SAE Temp del aceite ( C) Temp del refrig ( C)

600±6 30 58±8 100±2

900±9 30 58±8 100±2

1200±12 50 66±5 190±5

1800±45 50 74±2 190±5



168

Humedad del aire (g/kg) Temp de la mezcla ( C) Relac de compresion Riqueza de la mezcla Avance de encendido

3.5 a 7 149±2 Variable Ajustar p/max. martilleo 13 grados

3.5 a 7 -- Variable Ajustar p/max martilleo Ajustar p/max potencia

3.5 a 7 104±2 Variable Ajustar p/max Temperatura --

9.9 max -- 7 Variable --

Fig 9.15: Condiciones de ensayo normalizadas Las cualidades antidetonantes de las naftas pueden mejorarse mediante aditivos. Para las aeronaftas, y hasta épocas recientes para las motonaftas, se utilizó el tetraetilo de plomo (C2H5)4Pb, que mejora notablemente la resistencia a la detonación. También se usan o usaron otros organometálicos como el tetraetilo de estaño, el carbonilo de hierro y de níquel, y otros hidrocarburos como el benzol y el toluol. El más popular siempre ha sido el tetraetilo de plomo (TEP), que se comercializa en la forma de Fluído Etílico, una mezcla de TEP , dicloroetileno, dibromoetileno y colorantes. Los compuestos halógenos (dibromo, dicloro) se añaden para formar con el plomo sales de bajo punto de volatilidad a fin de evitar que, luego de la combustión, se formen depósitos de óxidos de plomo que conducirían a la ignición anormal. Los compuestos halogenados de plomo son expulsados con los gases de escape. La cantidad de antidetonante que es necesario añadir depende de la naturaleza del combustible y de su NO actual. La Figura 16 muestra el aumento de NO que puede esperarse con distintos hidrocarburos al añadir TEP. Se aprecia que el efecto es mucho mayor en los parafínicos simples, y menor en los aromáticos e isómeros.

Fig 9.16: Susceptibilidad al plomo



169

Consideraciones de salud pública han llevado en los últimos tiempos a descartar en la mayor medida posible el uso del TEP para las motonaftas. Los otros antidetonantes, en particular los compuestos aromáticos, son aún más objetables desde este punto de vista, siendo cancerígenos. Esto ha causado la búsqueda y afortunadamente hallazgo de un aditivo antidetonante más aceptable, el Metil-Ter-Butil Eter (MTBE), que se utiliza corrientemente en las llamadas Naftas Sin Plomo o Ecológicas. Sin embargo, se debe notar que la toxicidad del MTBE no está suficientemente estudiada. Finalmente, también existe un ensayo de resistencia a la pre-ignición, utilizando como patrones el cumeno y el isooctano, pero está prácticamente en desuso. 9.1.4.4 Otros requisitos Volatilidad: Las naftas son mezclas de un gran número de hidrocarburos, y la composición de una nafta en particular depende del origen del petróleo, el o los procesos de elaboración, almacenamiento y transporte, etc. Entre los componentes de las naftas hay hidrocarburos más y menos volátiles denominados fracciones livianas y pesadas. La proporción de estas fracciones se determina con un ensayo normalizado de destilación, donde se reporta la cantidad destilada al aumentar la temperatura. Estas curvas de destilación tienen límites dados por las normas de comercialización de las naftas, pero estos límites son relativamente amplios ya que existe un conflicto entre ajustar los límites para asegurar las propiedades físicas de la nafta (y poder predecir mejor su performance) y dar límites más amplios para aumentar la producción de nafta por litro de petróleo. La Figura 9.17 muestra la curva de destilación según el método ASTM D-86 para las naftas producidas en nuestro pais

Fig 9.17: Rango de destilación de motonaftas Normalmente se cita también la temperatura de destilación del primer evaporado y del 90%, citándose en total primera gota, 10, 50 y 90%, punto final y residuo. Veremos en los párrafos siguientes el significado de la curva de destilación. Arranque en frío: El contenido de fracciones livianas es el factor determinante de un buen arranque con el motor frío, por lo que se requiere bajas temperaturas de primera gota y 10%. Para lograr esto se suelen adicionar hidrocarburos livianos (butano) a las naftas en épocas de invierno, por lo que hay naftas de invierno y de verano. Al estar el aire y el múltiple de admisión frío, por más que la nafta de invierno tenga más fracciones volátiles, sólo una parte de la nafta se evaporará completamente, por lo que la relación A/C será pobre e insuficiente para el arranque. Luego, es necesario enriquecer abundantemente la mezcla, lo que obliga al uso del cebador. Esto requisito es conflictivo con el siguiente.



170

Presión de vapor La Figura 9.18 muestra la presión de vapor de algunos hidrocarburos, medida en libras por pulgada cuadrada, absoluta. En los ensayos de laboratorio de naftas la presión de vapor se mide según ensayos normalizados, reportándose la Presión de Vapor REID, que si bien está normalizada y limitada, no se corresponde directamente con la anterior.

Fig 9.18: Presión de vapor La presión de vapor es importante pues si la temperatura de los componentes del sistema de combustible es suficientemente alta, se puede alcanzar la condición en que el combustible evapore, por ejemplo, a la presión de succión de la bomba de combustible (0.5 a 0.7 atmósferas absolutas), formando burbujas de gas que interrumpen el flujo de líquido (en inglés, vapour lock). Para evitar esto es deseable una alta temperatura de destilación de las fracciones livianas. Distribución: Las gotitas de nafta del carburador o del inyector de combustible se evaporan a medida que viajan por el múltiple de admisión hacia la válvula de admisión. El camino es curvo, y las fracciones pesadas, que evaporan más lentamente o no evaporan, pueden ser centrifugadas hacia las paredes metálicas del múltiple y no llegar al cilindro. Luego, los cilindros reciben distintas relaciones de A/C, dependiendo del diseño del múltiple, lo que causa marcha irregular, vibración, producción de contaminantes, etc. Para minimizar este efecto es deseable reducir las fracciones pesadas, lo que conflictúa con lo anterior. El punto de 90% de la curva de destilación es el relacionado con estos efectos. Dilución del aceite:



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El 90% y el punto final de la curva de destilación están relacionados con el contenido de las fracciones más pesadas, que pueden no evaporar y terminar como líquido en las paredes del cilindro, escurriendo hacia el cárter y diluyendo el aceite lubricante. Aparte de afectar las propiedades del aceite, al calentar el motor los hidrocarburos diluídos evaporan por las ventilaciones del cárter, contaminando el ambiente. Hielo: Problema más que nada referido a las aeronaftas. Al evaporar las fracciones livianas toman el calor de vaporización del aire, enfriándolo hasta el punto en que la humedad del aire congele, depositándose sobre las partes metálicas como hielo. Las fracciones por debajo del 50% controlan este problema. PCI, peso específico: Aunque el contenido de energía por unidad de masa es importante para las aeronaftas (pues con un determinado volumen de tanque se puede operar por más tiempo), la variación es pequeña y no es reportada en motonaftas. Punto de congelación: Las naftas tienen puntos de congelación tan bajos que rara vez son problema, aunque puede ser alterado por aditivos y por el contenido de agua en disolución. Solubilidad del agua: Las naftas en general estarán en equilibrio con la humedad realtiva del aire en el tanque, por lo que siempre habrá algo de agua disuelta. Al descender la temperatura (ej., en aviones, o al operar en climas muy fríos), el agua puede salir de solución y formar hielo, particularmente en filtros de combustible. Estabilidad: Ciertos componentes de las naftas, en particular los hidrocarburos no-saturados de doble y triple ligadura, son propensos a polimerizar (formar cadenas largas) que se evidencian como gomas, barnices y lacas. Estos compuestos pueden obturar pequeñas aberturas como gicleurs de carburador o inyectores, y depositarse en ranuras de aros y guías de válvulas. Esto se controla con aditivos, aunque los aditivos, al incorporar compuestos metálicos y de halógenos, interfieren con otras propiedades tales como la dilución de agua. Corrosión: Los hidrocarburos en general no son corrosivos, pero los aditivos que se utilizan para mejorar ciertas características como el octanaje y la estabilidad pueden dar origen a compuestos corrosivos de azufre, bromo, etc. Por esto es que se reporta el resultado del ensayo de corrosión ASTM D-130. 9.1.4.5 Otros combustibles Aparte de las motonaftas los únicos combustibles con algún grado de difusión en el país son el GNC y las alconaftas. GNC Es una mezcla de gases no licuable a temperatura ambiente, con una composición típica de 90% de metano (CH4), 5% de Etano (C2H6), 1% de Propano (C3H8) y el resto otros hidrocarburos, agua, Nitrógeno y CO2. Su densidad es del orden de 0.7, peso molecular 17.7, relación aire-combustible estequiométrica de 16.1, poder calorífico inferior 47.6 MJ/kg. El Número de octano del GNC se estima en 130. Las ventajas del GNC son su bajo costo, la facilidad de arranque en frío y la limpieza del sistema de combustible y del motor. Sus desventajas son que, al expenderse en forma gaseosa en tanques de alta presión, la cantidad que puede llevarse es limitada, limitando el alcance del vehículo (baja densidad de energía). Además, el metano tiene una alta temperatura de llama, lo que causa problemas a los elementos en contacto con la llama o los gases de escape, a menos que estén diseñados específicamente para su uso con GNC. Su uso es muy popular para el transporte y cada vez más en la generación de electricidad. Desde el punto de vista ecológico, es un combustible en principio renovable y no utiliza aditivos. Es discutible si es más o menos contaminante que las naftas líquidas; la Figura 9.19 muestra algunos resultados de ensayos comparativos. Sin embargo, se debe tener presente que rara vez este tipo de comparaciones se realiza en condiciones equivalentes; por ejemplo, el mismo motor alimentado con GNC produce entre un 10 y un 20% menos potencia por el mayor volumen ocupado por el gas (y consiguiente menor masa de combustible en el cilindro), por lo que es de esperar menor producción de gases de escape, contaminantes incluídos.



172

Fig 9.19: Contaminantes en motores a chispa En idénticas condiciones de ensayo el motor a GNC probablemente produce más óxidos de nitrógeno que las motonaftas debido a las más altas temperaturas de llama. También debe notarse que los ensayos de hidrocarburos no-quemados normalmente no incluyen el Metano por no ser considerado contribuyente al efecto invernadero (aunque esto está siendo discutido), y el motor a GNC emite considerables cantidades de gas sin quemar, como es fácil de advertir por el olor de los gases de escape. Adicionalmente el Metano es notoriamente difícil de quemar en reactores catalíticos, por lo que el uso de catalizadores de escape no soluciona los problemas de NOx ni de inquemados. Alconafta Son mezclas, típicamente 90% gasolina y 10% de alcohol, ya sea metanol o etanol. Sus ventajas son menor costo, llama más fría (menos NOx), mejor rendimiento volumétrico (el alcohol enfría el aire, llenando el cilindro con más masa de mezcla), menor emisión de CO (ya que normalmente operan en mezcla pobre), mayor número de octano a menor costo, y, al revés que el GNC, mayor potencia (más moles de productos por mol de combustible, mayor presión de gases luego de la combustión). La Figura 9.20 muestra algunos ensayos comparativos, a los que se deben agregar las precauciones mencionadas más arriba.

Fig 9.20: Contaminantes de la Alconafta

Sus principales desventajas son: el olor de los gases de escape (formación de aldehídos, formol), el ataque a gomas y plásticos (que se soluciona con un adecuado diseño), la mayor tendencia a solubilizar agua y la consecuente separación del alcohol y la nafta, y el hecho de que la llama de alcohol es casi incolora (problema de seguridad) Adicionalmente, si se utiliza metanol, existe un serio problema de toxicidad (ataca el nervio óptico), y el uso de etanol es desaconsejable por sus problemas sociales (embriaguez)



173

9.2. Motores Ciclo Diesel 9.2.1 Ignición El encendido del motor Diesel es por ignición espontánea del combustible finamente pulverizado, inyectado dentro de la cámara de combustión en la que hay aire comprimido a alta presión y temperatura.

La combustión en el motor Diesel es una llama de difusión turbulenta

La Figura 9.21 muestra un diagrama típico de presión versus posición angular del cigüeñal, vale decir, versus tiempo. Se aprecia que entre el momento en que se inyecta el combustible y comienza el autoencendido, y el momento en que se comienza a notar un sensible aumento de presión en la cámara de combustión pasa un cierto tiempo.

Fig 9.21: Presión en el motor Diesel A este tiempo se lo denomina retardo de ignición, y es sumamente importante para el diseño y la operación del motor que este retardo sea conocido y confiable. 9.2.2 Retardo de ignición Los factores que controlan el retardo de ignición son, entre otros: -La inyección, incluyendo el buen mantenimiento de los inyectores, la presión de alimentación, el uso de aditivos para limpieza y para control de la viscosidad el combustible. -La evaporación y difusión de la gota, influenciada por la naturaleza del combustible y las condiciones del aire (turbulencia, temperatura) -La penetración del rocío, vale decir, cuánto recorre antes de evaporarse completamente y cómo se mezcla con aire fresco. -La cinética y la física de la reacción -El balance de calor, entre pérdidas por calor latente de evaporación, convección forzada, etc, y la ganancia por radiación de la llama, conducción, etc. -El efecto de la presión sobre la velocidad de evaporación (se evapora más rápido al aumentar la presión por la combustión) Salvando los factores de mantenimiento y la naturaleza del combustible, el retardo de ignición se puede controlar y estabilizar asegurando una alta turbulencia del aire por el diseño de la cámara de combustión. 9.2.3 Cámaras de combustión Diesel



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Las cámaras de combustión Diesel pueden clasificarse en integrales y divididas. La Figura 9.22 muestra algunas cámaras del tipo integral, y variantes de inyección.

Fig 9.22: Cámaras Diesel integrales

Se nota que se emplean mecanismos similares a los vistos para el ciclo Otto para producir turbulencia global y por apriete, e incluso se llega a utilizar un émbolo extrusor para producir aún más turbulencia. En grandes motores Diesel se suelen utilizar cámaras divididas, como muestra la Figura 9.23.



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Fig 9.23: Cámaras divididas En a) la cámara está casi totalmente separada del cilindro, y se produce alta turbulencia por extrusión al bombear el aire desde el cilindro a la cámara. En b), la combustión inicial en la cámara lateral genera un chorro rico en combustible y de muy alta temperatura, que produce una mezcla muy enérgica en el resto de la cámara. 9.2.4 Requisitos para combustibles Ciclo Diesel 9.2.4.1 General Los combustibles para el ciclo Diesel son los dieseloils y los gasoils, parafínicos con buenas características de autoencendido; los dieseloils para automotores autoencienden entre los 180 y 350°C, y los gasoils para motores marinos entre 220 y 370°C. 9.2.4.2 Requisitos Los requisitos generales son: -Buen arranque en frío (volatilización) -Atomización (idem, viscosidad) -Suavidad de marcha (retardo, constancia del retardo) -Residuos (fracciones pesadas, aditivos) -PCI (eficiencia) -Limpieza del sistema (inyectores, aditivos) -Viscosidad y volatilidad (bomba, filtros) 9.2.4.3 Propiedades físicas La Fig 9.24 muestra algunas propiedades de gasoils:

Fig 9.24: Propiedades de gasoils



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Para combustibles nacionales citamos la Figura 9.25:

Fig 9.25: Diesel argentino La relación entre las propiedades físicas y la performance del combustible se sintetiza en los siguiente: -Viscosidad: controla el tamaño de gota, la penetración, dando mala combustión si el rocío es muy fino, y lavado del aceite si es muy grueso. Afecta al desgaste de la bomba inyectora. La Figura 9.26 ilustra la viscosidad típica de los gasoils:

Fig 9.26: Viscosidad de combustibles -Punto de escurrimiento, enturbiamiento: importante para motores marinos y militares que pueden operar a muy bajas temperaturas. Importan la relación viscosidad/temperatura y el contenido de parafina. -Estabilidad: relacionado con la formación de gomas y barnices. Limpieza. -Peso específico: relacionado con la facilidad de encendido y la densidad de energía. -Punto de inflamación: peligro de incendio si es muy bajo: el combustible Diesel autoenciende. -Impurezas: importante para la vida de bombas e inyectores. 9.2.4.4 Propiedades relativas a la combustión



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Algunas consideraciones son: -PCI: tiene poca variación (Figura 9.27); importante para motores marinos (densidad de energía, alcance)

Fig 9.27: PCI, densidad en grados API para combustibles -Residuos: se utiliza el ensayo de carbón Conradson. Relacionado con la cokización del combustible en la cámara. -Azufre: ensayo relacionado con la corrosión. -Volatilidad: se reporta la curva de destilación similarmente a las motonaftas. La Figura 9.28 muestra curvas típicas de destilación de gasoils livianos y pesados:

Fig 9.28: Curvas de destilación Las curvas de destilación se relacionan con la facilidad de arranque en frío, la penetración y el lavado de aceite. Tienen poca relación con el retardo y la autoinflamación. -Calidad de ignición: se requiere que el combustible autoencienda al comenzar el rocío. Sin embargo, hay un primer retardo físico (alrededor del 5-10% del retardo total) debido a los procesos de evaporación y mezcla inicial del rocío; luego sucede el retardo químico, es decir, el tiempo que lleva quemar suficiente combustible como para que se alcance alta presión. La calidad de ignición se mide en el motor CFR en el ensayo F5, de manera similar al número de octano, utilizando combustibles patrones que forman una escala de 0 a 100. Los patrones son el alfa-metil-naftaleno C11H10, y el cetano C16H34. El porcentaje de cetano se reporta como Número de Cetano del combustible. El dieseloil para automotores tiene NC de 45 a 60, y los gasoils más pesados NC menores. En el ciclo Diesel un avance en la inyección tiene un efecto similar al avance del encendido en el ciclo Otto. Luego, hay dos maneras de ensayar la calidad de ignición:



178

-Con una relación de compresión fija, se mide el tiempo de retardo (en grados de cigüeñal) y se consultan tablas tiempo-NC confeccionadas con mezclas de combustibles patrones. -Se encuentra la relación de compresión crítica a la que se produce la autoignición. En el motor esto nos daría la posición del cigüeñal a la que comienza la combustión. Se consultan tablas de relación de compresión crítica versus NC. Existe también el ensayo de punto de anilina, que mide la cantidad del compuesto químico puro Anilina (Aminobenceno o Fenilamina) que se disuelve en el combustible. Es indicador del contenido de parafínicos y por lo tanto de una combustión suave. Existen aditivos (nitrato de amilo, de etilo y de butilo) que mejoran el NC. También se suelen incorporar disolventes y detergentes para controlar las gomas y barnices.

9.3. Contaminación por los motores de CI 9.3.1 General La combustión en los motores de CI es turbulenta, premezclada (Otto) o de difusión (Diesel). La velocidad de llama no es fácil de predecir: en una llama premezclada, laminar, puede ser del orden de los 30-40 m/s, pero en una llama premezclada turbulenta puede ser 10 o hasta 50 veces más alta, En una llama turbulenta de difusión hay otros factores controlantes tales como evaporación, mezcla, transmisión de calor, etc. A esto se debe añadir el efecto de la expansión de los gases quemados, que altera fuertemente la velocidad de llama, y su temperatura (Figura 9.29)

Fig 9.29: Velocidad de llama, química y de transporte La temperatura de llama afecta a la composición de los productos de combustión, y la velocidad de quemado y posterior enfriamiento determinan la composición final de los gases de escape. También se deben considerar los inquemados producidos por apagado cerca de la paredes, la absorción de combustible por el aceite, el lavado por mala evaporación o penetración, etc. El avance de encendido en el ciclo Otto tiene una influencia muy grande en la producción de contaminantes. La Figura 9.30 muestra el efecto típico:

Fig 9.30: Contaminantes y punto de encendido



179

La riqueza de la mezcla también es determinante de los contaminantes producidos, tanto en el ciclo Otto como en el Diesel, como muestran las Figuras 9.31 y 9.32:

Fig 9.31: Contaminantes del Ciclo Diesel versus riqueza

Fig 9.32: Contaminantes del ciclo Otto versus riqueza

Los principales contaminantes son el CO, los hidrocarburos no quemados y los óxidos de Nitrógeno. De éstos, aproximadamente 2/3, 2/3 y 1/3 de la contaminación total del ambiente se deben al motor de CI en uso urbano (autos). Los orígenes del contaminantes son: -Inquemados: apagado en las paredes y hendijas, apagado al soltar el acelerador (evaporación instantánea del mojado del múltiple al producirse vacío, que causa mezcla momentáneamente muy rica), apagado en la marcha en vacío (mezcla muy pobre) -CO: mezcla muy rica, mala puesta a punto del motor -NOx: Altas temperaturas de combustión, mezcla ligeramente pobre, mal diseño.

Las cantidades de polucionantes producidas en un país avanzado (Australia, aproximadamente la mitad de la población argentina) son del orden de los 6 millones de toneladas anuales de CO, 1.5 millones de hidrocarburos y un millón de toneladas anuales de óxidos de nitrógeno (Figura 9.33)



180

Polucionantes en Australia (THOMPSON) Cantidades en toneladas / año y (porcentaje)

Fuente Particulas SO2 CO HC NO2comb. estacion.carbon 304000(13) 443000(33) 115000(2) 27700(2) 316000(37)fuel 20200(1) 241000(18) 490(-) 2250(-) 50400(6)gas natural 685(-) 20(-) 450(-) 780(-) 5070(-)GLP 130(-) 10(-) 80(-) 150(-) 700(-)leña 39000(1) 2200(-) 2200(-) 2200(-) 12500(2)

subtotal 364000(15) 686000(51) 118000(2) 33100(2) 385000(45)indus. leñera:residuos 134000(6) 5200(-) 572000(10) 200000(14) 24000(3)recortes 4200(-) 20(-) 35900(-) 3020(-) 420(-)

subtotal 138000(6) 5220(-) 608000(10) 203000(14) 24420(3)comb. movil:nafta 10500(1) 7800(-) 3710000(64) 696000(49) 231000(27)diesel 9500(-) 13800(2) 106000(2) 22300(2) 169000(20)aviones 2530(-) 420(-) 43600(-) 9160(-) 1620(-)barcos 520(-) 8350(-) 1130(-) 880(-) 2820(-)

subtotal 22600(1) 30400(2) 3860000(66) 728000(51) 404000(47)Indus. quimica:negro de humo 390(-) 6800 *(-) 180000(3) 16000(-) ? (-)acidos ?(-) 47000(3) ? (-) ? (-) 1870(-)solventes evap ?(-) - (-) - (-) 186000(13) - (-)otros 2700(-) - (-) - (-) 26800(2) - (-)

subtotal 3090(-) 47000(3) 180000(3) 229000(16) 1870(-)agricultura:granos 150000(6) - (-) - (-) - (-) - (-)fosfatos 55400(2) - (-) - (-) - (-) - (-)caña azucar 103000(4) ? (-) 335000(6) 71000(5) 7100(1)incendios 161000(7) ? (-) 442000(8) 40200(3) 16000(2)

subtotal 469000(20) ? (-) 797000(14) 111000(8) 23100(3)metalurgica:aluminio 20200(1) - (-) - (-) - (-) - (-)coke 15900(-) 23800(2) 5600(-) 18700(1) 200(-)cobre 19200(1) 199000(15) - - (-) - (-)hierro 409000(17) ? (-) - - (-) - (-)acero 6900(-) ? (-) 30400(-) - (-) - (-)plomo 1850(-) 188000(14) - (-) - (-) - (-)zinc 2850(-) 86000(6) - (-) - (-) - (-)

subtotal 476000(20) 497000(37) 36000(-) 18700(1) 200(-)minerales:ladrillo-arcilla 62500(3) - (-) - (-) - (-) - (-)cemento 30500(1) - (-) - (-) - (-) - (-)fosfatos 333000(14) - (-) - (-) - (-) - (-)roca-piedra 428000(18) - (-) - (-) - (-) - (-)lavado-carbon 51000(2) - (-) - (-) - (-) - (-)

subtotal 905000(38) - (-) - (-) - (-) - (-)petroquimica:refinerias 3660(-) 91300 (7) 217000(4) 16000 (1) 14700(2)almacenaje - (-) - (-) - (-) 101000(7) -

subtotal 3660(-) 91300(7) 217000(4) 117000(8) 14700(2)papel:

subtotal 13400(-) 1340(-) 17400(-) - (-) -(-)TOTAL 2400000(100) 1360000(100) 5830000(100) 1430000(100) 858000(100)

*:como SH2

Fig 9.33: Contaminantes en Australia

La producción de contaminantes por los motores de automóviles se mide en bancos de ensayo bajo carga. La Figura 9.34 muestra el esquema de un banco de ensayos típico:



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Fig 9.34: Banco de ensayos de automotor

9.3.2 Control de contaminantes

Los métodos de control en motores de CI son básicamente de diseño de motor. Para el ciclo Otto podemos citar: -Limitar el vacío en el múltiple -Limitar la pobreza de la mezcla -Usar carga estratificada (combustión en zonas) o cámaras divididas -Motores de carrera corta para limitar la superficie de apagado -Recircular los gases de cárter -Diseñar para evitar hendijas -Usar convertidores catalíticos para terminar de quemar el CO y los inquemados y reducir los óxidos de nitrógeno. Para motores Diesel se debe añadir el problema de partículas, es decir, humo. Hay dos clases de humos: los humos blancos que son fundamentalmente combustible sin quemar, producto del fallo de la ignición por exceso de combustible o mal atomizado, y el humo negro, principalmente hollín o carbón puro, producto de operar en mezcla excesivamente rica para obtener máxima potencia. Aún no existen tratamientos de los gases de escape para eliminar humos, por lo menos en automotores, por lo que el único método de control es el adecuado mantenimiento y correcta operación del motor.

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