Estudio Tecnico Economico Implementacion Sistema de combustion oxigeno gas natural en horno de...

7/21/2019 Estudio Tecnico Economico Implementacion Sistema de combustion oxigeno gas natural en horno de refino anodico

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UNIVERSIDAD TÉCNICA FEDERICO SANTA MARÍADEPARTAMENTO DE INGENIERÍA MECÁNICA

VALPARAÍSO – CHILE

“ESTUDIO TÉCNICO-ECONOMICO PARAIMPLEMENTACION DE UN SISTEMA DE

COMBUSTIÓN OXÍGENO-GAS EN HORNO DEREFINO DE LA FUNDICIÓN DE COBRE

CODELCO - CHUQUICAMATA”

YERKO LUPPI POBLETE

MEMORIA DE TITULACIÓN PARA OPTAR AL TÍTULO DE:INGENIERO CIVIL MECÁNICO.

PROFESOR GUÍA: DR. ING. CARLOS ROSALES HUERTA.

PROFESOR CORREFERENTE: DR. ING. MARIO TOLEDO TORRES.

Septiembre – 2013



i

1.

AGRADECIMIENTOS.

A mis colegas de la empresa Autoterm S.A, por la colaboración prestada en la

recopilación de información y antecedentes para el desarrollo de este trabajo de título,

especialmente a:

Alfredo González.

Erwin Ciesla.

Rodrigo Miranda.

A mi familia, en especial a mi madre, por ser el pilar fundamental en mi formación

tanto en lo académico como en lo valórico, por todo ese esfuerzo realizado y perfectamente

mantenido a través de los años que hoy comienza a rendir sus frutos.

A mi polola Darinka y su familia, por hacerme sentir como uno más de la familia, por

su apoyo incondicional y esas palabras de aliento precisas en los momentos de flaqueza.

A mis amigos, no sólo a aquellos que participaron en este proceso, sino a todos

aquellos que conocí en el camino, y que estuvieron conmigo a lo largo de todos estos años en

las buenas y las malas.

Y finalmente, a todas aquellas personas que hicieron esto posible, ofreciendo su

ayuda sincera en distintos momentos de mi vida.



ii

2.

RESUMEN.

La mejora continua de los procesos de fundición de cobre, así como la búsqueda de la

minimización de los costos de producción y su impacto ambiental, han llevado a la aplicaciónde nuevas tecnologías de combustión en algunas fundiciones del mundo. Dentro de esas

tecnologías, destaca la utilización de Aire Enriquecido con Oxígeno en los Hornos de Refino,

cuyos primeros estudios fueron realizados en el año 1988 en la fundición Kennecott Utah

Copper.

Para la implementación de este tipo de tecnologías en los Hornos de Refino, es necesario

realizar un estudio termodinámico y de transferencia de calor del proceso que indique la

cantidad de energía requerida, analizar las condiciones de combustión y su impacto, diseñar y

seleccionar los equipos del sistema de control para el manejo del Oxígeno según las normas

apropiadas y, finalmente, realizar un estudio de factibilidad económica para la

implementación de esta tecnología.

En el presente trabajo se desarrollará el estudio técnico-económico para la

implementación de un sistema de combustión Oxígeno-Gas en un Horno de Refino de la

Fundición CODELCO Chuquicamata.



iii

3.

ABSTRACT.

The continuous improvement of the copper smelting process, as well as the search for

minimizing production costs and environmental impact, have led to the application of new

combustion technologies in some smelters in the world. Among these technologies,

highlights the use of Oxygen Enriched Air in Refining Furnaces, whose initial studies were

performed in 1988 in the Kennecott Utah Copper smelter.

For the implementation of this kind of technology in the refining furnaces, is

necessary to perform a thermodynamic and heat transfer study of the process to indicate the

amount of energy required, analyze the combustion conditions and their impact, design and

the equipment of the control system for the management of oxygen according to the

appropriate standards and, finally, perform an economic feasibility study for the

implementation of this technology.

The present work will develop the technical and economic study for the

implementation of an Oxygen-Gas combustion system in a Refining Furnace of the

CODELCO Chuquicamata Smelter.



iv

4.

ÍNDICE.

1. AGRADECIMIENTOS. ................................................................................................. i

2. RESUMEN. ..................................................................................................................... ii

3. ABSTRACT. ..................................................................................................................iii

4. ÍNDICE. .......................................................................................................................... iv

5. ÍNDICE DE FIGURAS. ............................................................................................... vii

6. INDICE DE TABLAS. ................................................................................................... x

7. INTRODUCCIÓN. ......................................................................................................... 1

8. CODELCO CHUQUICAMATA. ................................................................................. 2

8.1 Fundición CODELCO Chuquicamata. ...................................................................... 2

8.2 Equipos y Proceso de Fundición de Concentrado. .................................................... 4

8.2.1 Preparación de Carga de Concentrado. ............................................................. 4

8.2.2 Secado de Concentrados. ................................................................................... 4

8.2.3 Horno “Flash”. .................................................................................................. 5

8.2.4 Convertidor Teniente......................................................................................... 5

8.2.5 Convertidores Pierce-Smith. ............................................................................. 6

8.2.6 Horno de Tratamiento de Escorias. ................................................................... 7

8.2.7 Horno Eléctrico de Tratamiento de Escorias. .................................................... 7

8.2.8 Refinación del Cobre Blíster. ............................................................................ 8

8.2.9 Otras Unidades. ................................................................................................. 9

9. HORNO DE REFINO. ................................................................................................. 11

10. COMBUSTIÓN CON AIRE ENRIQUECIDO CON OXÍGENO. .......................... 16

10.1 Análisis de la combustión con Aire Enriquecido. ................................................... 18

10.1.1 Análisis elemental del combustible. ................................................................ 19



v

10.1.2 Determinación de Flujos de Oxidante. ............................................................ 20

10.1.3 Composición Gases de Escape. ....................................................................... 21

10.1.4 Obtención de las entalpías sensibles molares. ................................................. 22

10.2 Resultados Preliminares. ......................................................................................... 23

11. BALANCE DE ENERGÍA HORNO DE REFINO. .................................................. 27

11.1 Cálculo de Pérdidas de Energía. ............................................................................. 29

11.1.1 Marco teórico de la transferencia de calor. ..................................................... 29

11.1.2 Estudio de la Transferencia de Calor. ............................................................. 37

11.1.5 Determinación de la temperatura de Gases de Escape. ................................... 57

11.1.6 Programación del problema: Filosofía de funcionamiento. ............................ 60

11.2 Análisis de Resultados. ........................................................................................... 63

11.2.1 Resultados Modelo Situación Actual. ............................................................. 63

11.2.2 Resultados Modelación Conversión a Gas Natural. ........................................ 69

11.2.3 Resultados Modelación Gas Natural con Aire Enriquecido............................ 74

12. EVALUACIÓN DE COSTOS OPERACIONALES PRELIMINAR. ..................... 82

13. CRITERIOS DE DISEÑO: TRENES DE VÁLVULAS DE SEGURIDAD YCONTROL. ........................................................................................................................... 84

13.1 NFPA 86 2012 Edition. ........................................................................................... 86

13.2 EIGA IGC Doc13/12/E “Oxygen Pipeline And Piping Systems”. ......................... 91

13.2.1 Impacto ........................................................................................................... 94

13.2.2 Presión de Exención. ....................................................................................... 94

13.2.3 Velocidad de Impacto ..................................................................................... 95

14. SELECCIÓN DE EQUIPOS. ...................................................................................... 97

14.1 Quemador. ............................................................................................................... 97

14.2 Tren de Válvulas, seguridad y control Gas Natural. ............................................. 101

14.2.1 Válvula de Control. ....................................................................................... 101



vi

14.3 Tren de válvulas, seguridad y control Oxígeno. .................................................... 107

14.3.1 Especificación de Tuberías. ........................................................................... 107

14.3.2 Válvula Reguladora de Presión. .................................................................... 109

14.3.3 Válvula de Control. ....................................................................................... 113

14.3.4 Válvulas “Shut-Off”. ..................................................................................... 115

15. P&ID. ........................................................................................................................... 124

16. ANÁLISIS ECONÓMICO DEL PROYECTO. ...................................................... 125

17. CONCLUSIONES. ..................................................................................................... 130

18. REFERENCIAS. ........................................................................................................ 132

19. ANEXOS. .................................................................................................................... 134

19.1 Programación del Problema. ................................................................................. 134

19.2 Plano P&ID ........................................................................................................... 135



vii

5.

ÍNDICE DE FIGURAS.

Figura 8-1: Fundición CODELCO Chuquicamata. Google Earth. ........................................... 2

Figura 8-2: Fundición Chuquicamata. ...................................................................................... 3

Figura 8-3: Rueda de Moldeo. Fundición Chuquicamata. ........................................................ 9

Figura 9-1: Horno Refino. Fundición Chuquicamata. ............................................................ 11

Figura 9-2: Modelo 3D. Horno Refino. .................................................................................. 12

Figura 9-3: Detalle cotas composición manto. Horno Refino. ................................................ 13

Figura 9-4: Detalle nivel de llenado. Horno Refino. ............................................................... 14

Figura 9-5: Detalle cotas, largo. Horno Refino ....................................................................... 14

Figura 9-6: Detalle cota boca de carga. Horno Refino............................................................ 15

Figura 9-7: Detalle cotas, escape. Horno Refino. ................................................................... 15

Figura 10-1: Gráficos ilustrativos de la composición media del Aire..................................... 16

Figura 10-2: Volumen de control. Análisis de Combustión con Aire enriquecido. ................ 18

Figura 10-3: Gráfico máximo ahorro potencial de combustible. Análisis Preliminar. ........... 25

Figura 11-1: Volumen de control. Balance energía Horno Refino. ........................................ 27

Figura 11-2: Ilustración de fenómeno de transferencia de calor por Conducción en pared

plana. ....................................................................................................................................... 29

Figura 11-3: Ilustración de fenómeno de transferencia de calor por Convección.(3) ............. 31

Figura 11-4: Ilustración del Cálculo de Factores de Forma.(4) .............................................. 35

Figura 11-5: Zonas de Intercambio Radiativo. Horno Refino. ............................................... 37

Figura 11-6: Zonas sumergidas por el baño. Horno Refino. ................................................... 38

Figura 11-7: Detalle construcción manto. Horno Refino. ....................................................... 40

Figura 11-8: Analogía Eléctrica para el Intercambio Radiativo. ............................................ 42

Figura 11-9: Catálogo de Factores de Forma. John R. Howell(5). ......................................... 43

Figura 11-10: Obtención del Factor de Forma. ....................................................................... 44

Figura 11-11: Superficies 5 y 1. Horno Refino. ...................................................................... 45

Figura 11-12: Superficies 1 y 6. Horno Refino. ...................................................................... 46 Figura 11-13: Superficies 1 y 4. Horno Refino. ...................................................................... 47

Figura 11-14: Factor de Forma entre segmentos circulares opuestos. John R. Howell(5)...... 48

Figura 11-15: Obtención Factor de Forma F2-3 y F3-2. ............................................................. 48

Figura 11-16: Superficies 2, 3 y 5. Horno Refino. .................................................................. 49



viii

Figura 11-17: Malla Auxiliar para Cálculo Factor de Forma. ................................................. 49

Figura 11-18: Superficies 2, 3 y 6. Horno Refino. .................................................................. 51

Figura 11-19: Curvas de Hottel. Emisividad de CO2.(6) ........................................................ 54

Figura 11-20: Curvas de Hottel. Emisividad de H2O.(6) ........................................................ 54 Figura 11-21: Curvas de Hottel. Corrección Traslape de Bandas.(6) ..................................... 54

Figura 11-22: Emisividad total para el CO2 según Hottel (Líneas sólidas) y Leckner (Líneas

segmentadas).(4) ..................................................................................................................... 56

Figura 11-23: Emisividad total para H2O según Hottel (líneas sólidas) y Leckner (líneas

segmentadas).(4) ..................................................................................................................... 57

Figura 11-24: Esquema de Funcionamiento del Código desarrollado para el problema......... 62

Figura 11-25: Potencia de Gases de escape por especie química. Situación Actual. .............. 67

Figura 11-26: Pérdidas de Calor por Superficie. Situación Actual. ........................................ 68 Figura 11-27: Potencia Gases de Escape por especie química. Conversión a Gas Natural. ... 73

Figura 11-28: Resultados consumos de Combustible, Combustión con Aire Enriquecido. .... 76

Figura 11-29: Resultados flujos de energía en gases de escape, combustión con Aire

Enriquecido. ............................................................................................................................ 77

Figura 11-30: Resultados pérdidas de Calor, Combustión con Aire Enriquecido. ................. 78

Figura 11-31: Gráfico Ahorro de Combustible en función del Oxígeno inyectado. ............... 79

Figura 11-32: Consumo de Oxígeno según porcentaje de Enriquecimiento. .......................... 80

Figura 12-1: Gráfico de Costos Operacionales del Horno. Preliminar. .................................. 83

Figura 13-1: Tipo de Válvula Shut-Off según potencia de trabajo(12). .................................. 89

Figura 13-2: Esquema típico de instalación de válvulas Shut-Off en un tren de Válvulas(12).

................................................................................................................................................. 90

Figura 13-3: Triángulo de Fuego para Oxígeno. ..................................................................... 92

Figura 13-4: Velocidad de Impacto en función de la presión de servicio.(13) ....................... 96

Figura 14-1: Gráfico de Presión de suministro de Oxígeno en Función del Caudal de Oxígeno

Requerido. Maxon Corp. ......................................................................................................... 99

Figura 14-2: Tren de válvulas de seguridad. Horno Refino Fundición Chuquicamata. ........ 101

Figura 14-3: Característica de Flujo según tipo de apertura. Válvula de Control. (14) ........ 103

Figura 14-4: Memoria de Cálculo Válvula de Control Gas Natural. .................................... 105

Figura 14-5: Válvula de Control Masoneilan Camflex II. .................................................... 106

Figura 14-6: Velocidad de Impacto para presión de servicio de 0,4 [MPa]. ......................... 107

Figura 14-7: Válvula reguladora de Presión Fisher. Boletín Técnico. .................................. 111



ix

Figura 14-8: Memoria de Cálculo Válvula de Control para Oxígeno. Programa ValSpeQ. . 114

Figura 14-9: Detalles constructivos. Válvula “Shut-Off” Maxon. ........................................ 116

Figura 14-10: Válvula Shut-Off Maxon Serie 8000. ............................................................ 117

Figura 14-11: Memoria de Cálculo pérdidas de carga. Válvula “Shut-Off” Oxígeno. ......... 122 Figura 16-1: Sensibilidad de Alternativas en función del precio del Gas Natural. ............... 128

Figura 16-2: Sensibilidad de Alternativas según el precio del Oxígeno. .............................. 129



x

6.

INDICE DE TABLAS.

Tabla 9-1: Consumo “Fuel Oil #6” Horno Refino, Fundición Chuquicamata. ....................... 12

Tabla 10-1: Composición Media Gas Natural. ........................................................................ 19

Tabla 10-2: Calores Específicos molares como función de la temperatura.(2) ....................... 22

Tabla 10-3: Composición Molar de Gases Escape por kilogramo de combustible quemado, en

función del Oxígeno presente en la combustión. .................................................................... 23

Tabla 10-4: Potencia contenida en gases según especie química. ........................................... 24

Tabla 10-5: Resultados Balance Energía 1. Análisis Preliminar. ............................................ 24

Tabla 10-6: Resultados Balance de Energía 2. Análisis Preliminar. ....................................... 25

Tabla 10-7: Resultados Balance de Energía 3. Análisis Preliminar. ....................................... 25

Tabla 11-1: Tabla de Valores Típicos para Convección Natural.(3)....................................... 32

Tabla 11-2: Tamaño de superficies zona de combustión. Horno Refino. ............................... 37

Tabla 11-3: Tamaño Superficies sumergidas por el baño. Horno Refino. .............................. 38

Tabla 11-4: Propiedades Térmicas Materiales Horno Refino. ................................................ 39

Tabla 11-5: Tabla resumen Factores de Forma 1. ................................................................... 52

Tabla 11-6: Tabla resumen Factores de Forma 2. ................................................................... 52

Tabla 11-7: Parámetros de Funciones de Leckner.(4) ............................................................. 56

Tabla 11-8: Temperatura de Gases Determinada, Modelo A. ................................................. 63

Tabla 11-9: Resultados modelación situación actual, Modelo A. ........................................... 64

Tabla 11-10: Resultados Temperaturas Paredes Internas, Situación actual Modelo A. .......... 64

Tabla 11-11: Resultados Temperaturas Paredes Externas, Situación Actual, Modelo A. ....... 64

Tabla 11-12: Temperatura de Gases Ingresadas, Situación Actual, Modelo B. ...................... 65

Tabla 11-13: Resultados Modelación Fuel Oil #6, Situación Actual, Modelo B. ................... 65

Tabla 11-14: Temperaturas de Paredes Internas Calculadas. Situación Actual. Modelo B. ... 65

Tabla 11-15: Temperatura de Paredes Externas Calculadas. Situación Actual. Modelo B. 65

Tabla 11-16: Resultados de Termografías. CONAMET/SAM 2004(11). .............................. 66

Tabla 11-17: Pérdidas de Calor Calculadas. Situación Actual. ............................................... 67

Tabla 11-18: Temperatura de Gases Determinadas. Modelo A. ............................................. 69

Tabla 11-19: Resultados modelación conversión a Gas Natural, Modelo A. ......................... 69

Tabla 11-20: Temperaturas de Paredes internas calculadas, Conversión a Gas Natural,

Modelo A. ............................................................................................................................... 70



xi

Tabla 11-21: Temperatura de paredes externas calculadas, Conversión a Gas Natural, Modelo

A. ............................................................................................................................................. 70

Tabla 11-22: Temperaturas de gases ingresadas, Conversión a Gas Natural, Modelo B........ 70

Tabla 11-23: Resultados Modelo Conversión a Gas Natural, Modelo B. ............................... 71 Tabla 11-24: Temperaturas de Paredes Internas Calculadas. Conversión a Gas Natural. ...... 71

Tabla 11-25: Temperaturas de Paredes Externas Calculadas. Conversión a Gas Natural. ..... 71

Tabla 11-26: Comparación Fuel Oil #6 y Gas Natural. Composición Elemental. .................. 72

Tabla 11-27: Flujo de oxidante estequiométrico requerido por cada kilogramo de

combustible. ............................................................................................................................ 72

Tabla 11-28: Moles de especies químicas producidas por cada kilogramo de combustible

quemado. ................................................................................................................................. 72

Tabla 11-29: Determinación de Temperaturas de Gases, Combustión con Aire Enriquecido,Modelo A. ............................................................................................................................... 74

Tabla 11-30: Resultados Modelación Combustión con Aire Enriquecido, Modelo A. .......... 75

Tabla 11-31: Resultados Balance de Energía, según oxígeno presente en la combustión,

Modelo A. ............................................................................................................................... 75

Tabla 11-32: Resultados Modelación. Combustión con Aire Enriquecido, Modelo B. .......... 75

Tabla 11-33: Resultados Balance de Energía según oxígeno presente en la combustión,

Modelo B. ............................................................................................................................... 76

Tabla 11-34: Consumo de Gas Natural y Oxígeno según enriquecimiento. ........................... 79

Tabla 11-35: Resultados Modelo Gas Natural Oxígeno Técnico, 50% desgaste de cubierta

refractaria. ............................................................................................................................... 80

Tabla 11-36: Flujos de diseño. Suministros de Gas Natural y Oxígeno. ................................ 81

Tabla 11-37: Flujos de operación promedio estimados. Suministros de Gas Natural y

Oxígeno. .................................................................................................................................. 81

Tabla 12-1: Obtención de Costos de Operación. .................................................................... 83

Tabla 13-1: Tipos de mecanismos de Ignición en equipos para servicio en líneas de

Oxígeno.(13) ........................................................................................................................... 93

Tabla 13-2: Tabla de Presiones de Exención y espesores mínimos. EIGA IGC

Doc13/12/E.(13)...................................................................................................................... 95

Tabla 14-1: Información Típica del Quemador. Maxon Corp. ............................................... 98

Tabla 14-2: Guía para la Designación del Quemador. Maxon Corp. .................................... 100

Tabla 14-3: Tipos de Flujo en Válvulas de control recomendados según aplicación (14). .. 103

http://c/Users/Yerko/Google%20Drive/Documento%20Trabajo%20de%20T%C3%ADtulo/Memoria%20CD.docx%23_Toc367974359





xii

Tabla 14-4: Dimensiones Nominales de Cañerías. Detalle NPS 3. ....................................... 108

Tabla 14-5: Guía para la selección de válvula regulador Fisher, según presión de trabajo y

aplicación. Catálogo Fisher. .................................................................................................. 110

Tabla 14-6: Capacidades de Flujo. Válvula Reguladora. ...................................................... 112 Tabla 14-7: Selección de Resorte Adecuado. ........................................................................ 113

Tabla 14-8: Materiales Sugeridos en función del fluido de servicio. .................................... 118

Tabla 14-9: Guía para la Designación y Materiales. Válvula “Shut-Off”. ............................ 119

Tabla 14-10: Detalle Materiales Constructivos. Válvula “Shut-Off”. .................................. 120

Tabla 14-11: Tamaños de Válvulas “Shut-Off” y Características. ........................................ 121

Tabla 14-12: Clases, Grupos y Divisiones de Áreas Peligrosas. NEC. ................................. 123

Tabla 16-1: Servicios Considerados en el Costo del Proyecto. ............................................. 125

Tabla 16-2: Costo total Anual en función del Tipo de Operación. ....................................... 126 Tabla 16-3: Costos Operacionales Anuales........................................................................... 127

Tabla 16-4: Valor Presente de Alternativas. ......................................................................... 127

Tabla 16-5: Costo Anual Equivalente Alternativas. .............................................................. 127



2

8.

CODELCO CHUQUICAMATA.

El complejo minero de Chuquicamata está ubicado a 1.650 kilómetros al norte de

Santiago y a 2.870 metros sobre el nivel del mar. Administrada por la empresa estatal

CODELCO, cuenta con dos minas donde el tipo de explotación es a rajo abierto,

"Chuquicamata" y "Mina Sur". Chuquicamata entró en operaciones en 1910, aunque sus

propiedades mineras también eran conocidas desde hace siglos por culturas prehispánicas.

La producción de Chuquicamata es de alrededor de 528.377 toneladas de cátodos electro-

refinados y electro-obtenidos con una pureza de 99,99% de cobre. También produce unas

10.760 toneladas métricas de contenido fino de molibdeno, además de obtener otros

subproductos, como barros anódicos y ácido sulfúrico

8.1

Fundición CODELCO Chuquicamata.

La fundición CODELCO Chuquicamata se emplaza dentro de las dependencias de la

Mina, específicamente al Sur-Este de las operaciones de extracción.

Figura 8-1: Fundición CODELCO Chuquicamata. Google Earth.



3

La fundición de concentrado de la división Chuquicamata de CODELCO Chile tiene

por propósito el procesamiento del concentrado y la generación de otros subproductos. El

principal abastecimiento de la planta proviene desde la Subgerencia de Concentrados. Sin

embargo, a partir del año 2003, la fundición recibe también concentrados provenientes deotras faenas mineras.

Figura 8-2: Fundición Chuquicamata.

Aproximadamente el 90% del cobre es extraído de minerales sulfurados. Estos

minerales, por ser difíciles de tratar por medio de la hidrometalurgia, se deben tratar en su

mayoría por medio del método piro-metalúrgico a partir de concentrados.

A principios de la década del 2000 se desarrolló el proyecto de conversión a Gas

Natural de la fundición Chuquicamata, combustible muy atractivo dado su fácil manejo

(suministro a través de gaseoducto), su bajo costo, y sus múltiples beneficios

medioambientales respecto al uso del “Fuel Oil #6”. La ingeniería de conversión fue

realizada por la empresa Red Cettec para la empresa de distribución de gas natural

DISTRINOR, perteneciente al grupo GDF Suez.

Lamentablemente, en el año 2005, la suspensión paulatina y luego total indefinida del

suministro de Gas Natural por parte de Argentina, provocó que la fundición debiese volver a

realizar sus operaciones utilizando “Fuel Oil #6” como combustible. Es así, que gran parte de

las instalaciones de Gas Natural (Racks, EMR’s) quedaron abandonadas a su suerte dentro de

las instalaciones de la división Chuquicamata.



4

La construcción de grandes instalaciones para la regasificación de Gas Natural y las

nuevas políticas de importación de este combustible, por vía marítima desde diversos puntos

del planeta, posibilitaron el volver a utilizar Gas Natural en parte de los procesos de

fundición. Además, las futuras y severas normas de restricción de emisiones de arsénico yazufre para las fundiciones de cobre, obliga a buscar alternativas al “Fuel Oil 6#”, más

limpias y libres de azufre, por lo que el Gas Natural vuelve a ser una opción atractiva y

viable.

Es así que en el año 2012, se le encomendó a la empresa Autoterm S.A. realizar las

labores de reparación y rehabilitación de los trenes de Gas Natural de los Hornos de Refino,

que en el año 2010 habían resultado seriamente dañados luego de un incendio causado por el

derrame de material fundido.

8.2

Equipos y Proceso de Fundición de Concentrado.

8.2.1 Preparación de Carga de Concentrado.

En la etapa de preparación de carga el concentrado proveniente de la Planta

Concentradora de Chuquicamata se almacena en canchas con capacidad de 50.000 toneladas

desde donde se obtienen muestras que son sometidas a análisis de laboratorio para determinar

los contenidos de cobre, hierro, azufre, sílice y agua. Esta información que es fundamental

para iniciar el proceso de fusión.

De acuerdo con los resultados de los contenidos de cobre, el material se clasifica y

almacena en silos, desde donde se despacha a los hornos de fusión, de acuerdo a las mezclas

que se determinen.

8.2.2 Secado de Concentrados.

Para la etapa de secado es muy importante alcanzar la humedad requerida por los

reactores que, en el caso del convertidor “Flash Outokumpu” y Convertidor Teniente,

precisan un grado de humedad en el concentrado de un índice menor al 0,2% para poder

operar correctamente.



5

Para este proceso la fundición posee 2 Secadores Rotatorios, los que trabajan con

flujos paralelos, con una temperatura de salida de materiales de 100ºC, los que son enviados

por medio de un sistema de transporte neumático hacia las unidades de fusión.

8.2.3

Horno “Flash”.

Corresponde a un horno de tecnología finlandesa Outokumpu de fusión instantánea,

en donde el concentrado se funde mientras está suspendido en el gas que provee el oxígeno

necesario para que se produzcan las reacciones químicas.

El horno “flash”, es un reactor de fusión continua con una capacidad actual de 2.800

toneladas por día de concentrado, con dimensiones de 7,6 metros por 21 metros de solera.

En este horno, el concentrado se comporta como combustible debido a su pequeña

granulometría (correspondiente a un 80% bajo las 200 mallas) y la naturaleza exotérmica de

las reacciones de oxidación del fierro y el azufre.

El producto obtenido en el horno flash es denominado Eje, con un contenido de cobre

que oscila entre el 58 y 64 % aproximadamente, con escorias que bordean del 2 a 3% en

contenido de cobre, obteniéndose recuperaciones metalúrgicas del 92 a 94%.

8.2.4 Convertidor Teniente.

El Convertidor Teniente es un horno de tecnología “Bath Smelting”, o fusión en

baño. El concentrado se inyecta a un baño fundido impulsado por aire, mientras que aire de

proceso se inyecta separadamente por toberas, reaccionando con el eje fundido y con el

concentrado ingresado.

El convertidor Teniente es un horno basculante de capacidad de 2.200 toneladas por

día, formado por un cilindro metálico de dimensiones de 5 metros de diámetro y 22 metros de

largo, dispuesto en posición horizontal y revestido por ladrillos refractarios en su interior. Se

caracteriza por realizar la fusión y la conversión en una sola operación.

La salida del producto rico en cobre (metal blanco) se realiza por medio de ollas con

capacidad de 50 toneladas en las cuales el producto es trasladado a los Convertidores Pierce-

Smith. El metal blanco posee de un 72% a 75% de cobre aproximadamente y, además,



6

produce escorias con 6% a 9% de cobre, las que son enviadas al Horno Eléctrico Demág

(Tratamiento de Escorias). Este horno posee una capacidad de 2.500 toneladas por día para el

tratamiento de escorias, recuperando el 90% del cobre ingresado.

Dentro del Convertidor Teniente se forman tres capas inmiscibles en la fase de metal

líquido: la escoria, la inter-fase y el metal blanco. Para lograr esta separación, el metal debe

ser fundido a una temperatura de 1250°C. La separación de las fases es posible debido a la

diferencia de densidad entre los productos obtenidos, en donde el metal blanco se deposita al

fondo del reactor mientras que la escoria flota sobre él. La separación se logra retirando la

capa superior del líquido (correspondiente a la escoria) la cual se evacúa por un costado del

convertidor teniente. Por el otro costado, y a un nivel inferior, se ubica otra salida por la cual

se retira el metal blanco.

Por la parte superior del convertidor teniente se retiran los gases los cuales son

conectados a la línea de gases metalúrgicos ricos en arsénico y azufre, los que se dirigen

hacia la planta de ácido para su tratamiento y posterior producción de ácido sulfúrico.

8.2.5 Convertidores Pierce-Smith.

Estos convertidores son reactores basculantes que operan en forma “ batch”. Cada

convertidor tiene una capacidad aproximada de 250 toneladas. Actualmente la planta está

equipada con cuatro de estos convertidores.

Los Convertidores Pierce-Smith (CPS) consisten en reactores cilíndricos de 4,5

metros de diámetro por 11 metros de largo, donde se procesan cargas provenientes del Horno

Flash, Convertidores Teniente, Hornos de Tratamiento de Escorias y Horno Eléctrico de

Tratamiento de Escorias.

El proceso de conversión se divide en dos etapas: etapa de soplado a escoria y etapa

de soplado a cobre.

En la etapa de soplado a escoria se oxida el sulfuro de fierro, el que se retira en la

escoria. La segunda etapa de soplado a cobre corresponde en oxidar el azufre que viene

asociado al cobre. El producto final obtenido se denomina cobre Blíster.



7

A las cargas realizadas en los Convertidores se les adiciona Sílice para disminuir el

punto de fusión de la magnetita y formar un complejo en la escoria denominado Fayalita.

En los CPS también se reciben cargas frías, que corresponden a derrames, material

solidificado de las paredes de las ollas, restos de ánodos, botes de limpieza, rechazos, además

de cal o caliza para disminuir el arsénico en el cobre blíster.

El producto de los CPS, cobre blíster con un 98 % de cobre, es transportado en ollas

de 50 toneladas a los Hornos de Refino, mientras que la escoria producida (8% de cobre) es

llevada a los hornos de tratamiento de escorias

8.2.6

Horno de Tratamiento de Escorias.

Existen dos hornos basculantes para el tratamiento de escorias provenientes de los

Convertidores Pierce Smith, estos hornos tienen la finalidad de recuperar el cobre atrapado en

las escorias, el que se encuentra atrapado principalmente en forma física.

Para recuperar el cobre se necesita reducir la magnetita, la que es la principal

causante de las pérdidas de cobre en las escorias ya que aumenta la viscosidad de éstas

impidiendo que las gotas de cobre atrapado sedimenten a la fase rica en cobre. La reducción

se realiza mediante la inyección de una mezcla no estequiométrica de aire-petróleo con

exceso de combustible, la cual produce CO y H2. Estos elementos, sumados a un tiempo de

sedimentación, permiten la reducción de la magnetita y la recuperación del cobre.

Los hornos de tratamiento de escorias tienen una capacidad de 150 toneladas, poseen

dos toberas para la inyección del aire-combustible y además cuentan con una boca para la

carga de escorias. Las composiciones de entrada dependen de donde provengan las escorias,

variando entre 3 y 10% y el eje recuperado tiene entre 45 y 55% de cobre.

8.2.7

Horno Eléctrico de Tratamiento de Escorias.

El Horno Eléctrico de tratamiento de escorias es un horno de forma cilíndrica

horizontal que permite tratar escorias con leyes entre 8% y 9% de cobre, obteniendo un metal

blanco de aproximadamente 73% el que es enviado a los Convertidores Pierce Smith y una

escoria con una ley menor al 1% la que es enviada a una planta de granalla.



8

El Horno Eléctrico de Tratamiento de Escorias está integrado a la línea de proceso de

recuperación de cobre donde se realiza la limpieza de la escoria, la cual es sangrada en forma

continua desde el Convertidor Teniente.

La reducción de la magnetita y el óxido de cobre contenido en la escoria, se realiza

mediante el uso de carbón coque y la acción de electrodos sumergidos. La reducción de estos

productos, junto con las características físicas de la escoria (principalmente la viscosidad)

facilitan e incrementan la tasa de sedimentación logrando desplazar las partículas sulfuradas a

través de la capa de escoria hasta llegar a la zona metálica, esto debido a la diferencia de

densidades específicas del cobre y la escoria.

A consecuencia de las reacciones de este proceso, se forma monóxido de carbono y

otras sustancias volátiles como dióxido de azufre, hidrógeno y metales gaseosos.

8.2.8

Refinación del Cobre Blíster.

La última etapa para obtener el Cobre Anódico, de 99,6% de pureza, es la refinación

del cobre. Ésta se realiza en Hornos de Refino Anódico, similares a los Pierce Smith pero con

un número de toberas reducido y un quemador de culata.

La finalidad de la Refinación es disminuir las impurezas remanentes en el cobre

blíster, que corresponden principalmente a arsénico, azufre, oxígeno y antimonio. Lasimpurezas en el cobre blíster dependen de cada fundición e incluso varían de acuerdo a las

composiciones de los concentrados debido a la explotación de distintos bancos en la mina.

La disminución de estas impurezas se realiza mediante dos etapas: La reducción y la

oxidación.

El primer proceso consiste en la eliminación del azufre disuelto en el cobre blíster

mediante el proceso de oxidación. Este proceso se realiza mediante la inyección de aire a alta

presión, el cual, se inyecta por medio de toberas sumergidas en el baño de cobre líquido. Lainyección del aire permite la absorción del azufre disuelto en el baño mediante la asociación

de éste con el oxígeno contenido en el aire. Además de lo anterior, se incorporan al baño una

serie de fundentes alcalinos que permiten acomplejar impurezas como el antimonio, arsénico

y bismuto, las que emigran a la fase escoria siendo eliminadas.



9

La etapa siguiente consiste en reducir el oxígeno disuelto en el baño. Para esto, el

horno es girado dejando nuevamente las toberas sumergidas bajo el baño. Posteriormente, y a

través de ellas, se inyecta una mezcla aire-combustible en relación 1:1 consumiendo el

oxígeno disuelto en el baño hasta los niveles esperados.

Actualmente se cuenta con dos hornos de 350 toneladas de capacidad y cuatro con

250 toneladas, asociados a tres ruedas de moldeo. Cada uno de los hornos cuentan con una

boca de carga, una boca para el escape de los gases y una boca de sangrado para el moldeo.

Figura 8-3: Rueda de Moldeo. Fundición Chuquicamata.

La figura 8-3 muestra un horno de refino en la etapa de moldeo. En la imagen se

aprecia que el cobre es extraído del horno de refino por medio de un agujero de descarga,

desde donde es conducido hasta las cucharas de moldeo mediante el uso de canalas.

Finalmente el cobre es depositado en los moldes formando ánodos de 420 kilogramos los que

pasan por un túnel de enfriamiento en donde se logra disminuir la temperatura lo suficiente

para alcanzar la fase sólida. Posteriormente, los ánodos se retiran de la rueda de moldeo

mediante el uso de pinzas las que sumergen las piezas en agua para lograr disminuir la

temperatura aún más. Finalmente los ánodos son retirados del agua y trasladados a la

Refinería Electrolítica mediante ferrocarril.

8.2.9

Otras Unidades.

La subgerencia fundición cuenta además de las unidades descritas con Plantas de

Ácido Sulfúrico, Caldera recuperadora de calor, Termoeléctrica y Plantas de Oxígeno.

Los gases que se emiten en los hornos de fusión, convertidores y la planta de

tostación de molibdeno perteneciente a la Gerencia Concentración pasan por precipitadores



10

electrostáticos y enfriadores radiantes, para luego entrar a las Plantas de Ácido. En éstas

plantas reciben un tratamiento de enfriamiento y lavado, permitiendo obtener un gas rico en

SO2 el que pasa al área de conversión donde termina finalmente como ácido sulfúrico al 96%.

Los gases producidos en el Horno Flash van a una Caldera recuperadora de calor, la

que utiliza éste para evaporar agua la que es enviada a la Termoeléctrica.

Debido a que algunas unidades deben contar con aire enriquecido se cuenta con tres

Plantas de Oxígeno, cada una con capacidad de 400 toneladas por día, las que utilizan aire

atmosférico como materia prima.



11

9.

HORNO DE REFINO.

Los hornos de refinación, tal como se explicó previamente, componen el último proceso piro-metalúrgico justo antes de traspasar su carga a la rueda de moldeo. Este proceso

de refino consta de dos partes fundamentales: La Oxidación (eliminación del contenido de

azufre) y la Reducción (eliminación del contenido de Oxígeno), alcanzando el 99,6% de

pureza.

Figura 9-1: Horno Refino. Fundición Chuquicamata.

Los hornos de refinación instalados en la Fundición Chuquicamata, corresponden al

tipo Basculante, y tienen una capacidad de llenado de alrededor de 250 toneladas de cobre

fundido. Están dotados de un quemador dual (“Fuel Oil #6” / Gas Natural) instalado en la

culata el cual aporta la energía necesaria para mantener la temperatura del baño de cobre a

1230°C aproximadamente. Además, poseen 2 toberas sumergidas por las cuales se inyecta

combustible y aire, en relación 1:1, para el proceso de eliminación del contenido de oxígeno

y alcanzar el nivel de pureza óptimo para la fase posterior de moldeo de ánodos.

Actualmente, el quemador de culata de estos hornos opera de manera manual y con

“Fuel Oil #6” (ENAP 6) como combustible.

Los quemadores de culata de estos hornos poseen un consumo de 5,5 [lt/min] de

“Fuel Oil # 6”, lo que se traduce en una potencia estimada de 3800 [kW] con un consumo

anual estimado de 2000 [m3/año].



12

Tabla 9-1: Consumo “Fuel Oil #6” Horno Refino, Fundición Chuquicamata.

Consumo Histórico 2012 Horno Refino

FechaHA1 Enap6Toberas [lt]

HA1 Enap6Quemador [lt]

Total [lt]

Enero 37.233,0 207.034,9 244.267,9

Febrero 58.912,4 207.673,6 266.586,0

Marzo 30.741,3 148.969,3 179.710,6

Abril 16.082,9 63.047,3 79.130,2

Mayo 61.536,2 182.262,4 243.798,6

Junio 55.610,5 179.509,3 235.119,8

Julio 32.947,3 180.092,3 213.039,6Agosto 34.884,2 176.434,1 211.318,3

Septiembre 40.528,9 177.994,2 218.523,1

Octubre 47.407,4 185.383,9 232.791,3

Noviembre 45.182,9 193.855,5 239.038,4

Diciembre 28.902,9 180.619,5 209.522,4

Total 489.970,0 2.082.876,1 2.572.846,1

Las cotas generales de los hornos fueron obtenidas a partir de los planos facilitados

por el personal de mantenimiento de la fundición y fueron verificadas con un levantamiento

en terreno. Dado que los planos obedecen a secreto industrial, se imposibilitó la reproducción

en detalle de estos. No obstante, con las cotas generales fue posible construir un modelo

simplificado en 3D lo que resulta suficiente para el estudio.

Figura 9-2: Modelo 3D. Horno Refino.



13

Estructuralmente, los hornos están construidos en base a un entramado de acero. En

su interior, están recubiertos por una gruesa capa de ladrillo y mezcla refractaria que protege

al horno de las altas temperaturas. Se utiliza también una delgada capa de asbesto, la cual

ayuda a mejorar la aislación térmica del horno, para finalmente instalar la cubierta exterior deacero de 2 pulgadas de espesor.

Composición Manto:

Diámetro Interior: 3122[mm]

Ladrillo refractario: 381[mm]

Asbesto: 13[mm]

Acero: 51[mm]

Composición Culatas:

Ladrillo Refractario: 610[mm]

Asbesto: 13[mm]

Acero: 51[mm]

Figura 9-3: Detalle cotas composición manto. Horno Refino.



14

El nivel de carga del horno anódico también se encuentra detallado en la información

procedente del personal de mantención de la fundición. Éste, indica que la capacidad máxima

de carga es de 520[mm] por sobre el eje del horno.

Figura 9-4: Detalle nivel de llenado. Horno Refino.

La longitud del horno, así como también las cotas de la boca del horno y el escape, se

encuentran detalladas en las siguientes figuras.

Figura 9-5: Detalle cotas, largo. Horno Refino



15

Figura 9-6: Detalle cota boca de carga. Horno Refino.

Figura 9-7: Detalle cotas, escape. Horno Refino.



16

10. COMBUSTIÓN CON AIREENRIQUECIDO CON OXÍGENO.

La combustión es una reacción química de oxidación, en la cual se desprende una

gran cantidad de energía, en forma de calor y luz, manifestándose visualmente como fuego.

En toda combustión existe un elemento que arde (combustible) y otro que produce la

combustión (comburente), comúnmente oxígeno en forma de O2 gaseoso.

Generalmente, los sistemas de combustión utilizan el contenido de oxígeno del Aire

como comburente, esto debido a su abundancia y a su bajo costo de manipulación versus

otras opciones como el oxígeno puro. Sin embargo, el aire contiene otros gases que no

participan en el proceso de combustión tales como el Nitrógeno, Argón, Dióxido de Carbono

y vapor de agua entre otros.

Figura 10-1: Gráficos ilustrativos de la composición media del Aire.



17

El Enriquecimiento con Oxígeno es una técnica de apoyo de la combustión y otros

procesos que utilizan aire como fuente de oxígeno, consistente en la dilución de oxígeno puro

en la corriente principal de aire, de forma que se consigue un aire resultante con un

porcentaje de oxígeno superior.

Se suele llamar nivel de enriquecimiento al porcentaje de exceso de oxígeno con

respecto al aire que tiene el gas resultante una vez enriquecido.

El enriquecimiento, aplicado en la combustión, disminuye parte del nitrógeno que

participa en la misma, y cuyo único resultado son pérdidas de calor en gases de escape y

temperaturas de trabajo reducidas. Al eliminar parte de este gas inerte que no tiene mayor

función en las reacciones de combustión, se obtienen diferentes beneficios:

Ahorros de Combustible.

Incremento de la temperatura de trabajo

Incremento de las capacidades productivas.

El enriquecimiento se utiliza en un número importante de procesos en los que el sistema

de combustión habitual es un quemador de aire. Así, se utiliza para reducir los consumos

energéticos e incrementar las producciones en:

Hornos de reverbero, rotativos o de torre para aluminio

Hornos de balsa o rotativos para fusión de esmaltes y fritas

Diferentes tipos de hornos para fusión de metales no férricos

Hornos de fabricación de cemento, lana mineral, vidrio, cerámicas.

Hornos de tostación de diferentes minerales de productos metálicos

Teniendo en cuenta esto, se realizó un pequeño estudio teórico para cuantificar y

comprender el efecto que produce la combustión con aire enriquecido en la composición de

los gases de combustión, en la energía desechada por los gases y en las temperaturas de

trabajo.



18

10.1

Análisis de la combustión con Aire Enriquecido.

Para cuantificar las diferencias entre los procesos con enriquecimiento y sin

enriquecimiento de oxígeno, se calculó un pequeño balance de energía. En este balance deenergía se hizo variar algunos parámetros como la temperatura de gases de escape, el calor

disponible y el enriquecimiento de oxígeno.

Figura 10-2: Volumen de control. Análisis de Combustión con Aire enriquecido.

Balance energético:

(10-1)

Flujo de Gas Natural en [kg/s].

: Poder calorífico Inferior del Gas Natural en [kJ/kg].

: Flujo de Oxidante en [kg/s].

: Entalpía del Oxidante en [kJ/kg].

: Flujo de Calor Extraído [kW].

: Energía de Gases de Escape en [kW].

Los Gases de Escape son el producto de la combustión. En general estos gases se

componen de Vapor de Agua (H2O), Dióxido de Carbono (CO2), Nitrógeno (N2) y Oxígeno(O2). Dependiendo de la naturaleza del combustible, los parámetros de combustión y la

temperatura de los gases, existen otros componentes relevantes como el Dióxido de Azufre

(SO2), Monóxido de Carbono (CO) y diversos Óxidos de Nitrógeno (NOx). Estos dos últimos

componentes escapan a los objetivos del estudio y no serán contemplados.



19

Para resolver este balance de energía y realizar un análisis de la combustión, se debió

realizar algunos pasos previos, los que serán detallados a continuación.

10.1.1

Análisis elemental del combustible.

El Gas Natural se compone en su mayoría de metano (CH4) junto con cantidades

menores de etano, propano y butano. La siguiente tabla, indica la composición media del Gas

Natural.

Tabla 10-1: Composición Media Gas Natural.

CH4 92,21%

C2H6 3,55%

C3H8 1,02%

C4H10 0,45%C5H12 0,13%

C6H14 0,05%

N2 0,97%

CO2 1,61%

Hsup kJ/Nm3 39020

Densidad Relativa 0,61

Para determinar la cantidad de oxidante necesaria para la combustión

estequiométrica, además de los productos de combustión, fue necesario realizar un análisis

elemental del combustible, es decir la composición másica por cada elemento delcombustible.

Contenido en masa de Carbono:

(10-2)

Contenido en masa de Hidrógeno:

(10-3)



20

Contenido en masa de Oxígeno:

(10-4)

Contenido en masa de Nitrógeno:

(10-5)

Masa total de Combustible en un kilo-mol:

(10-6)

Finalmente, la composición elemental masa se obtuvo de:

(10-7)

(10-8)

(10-9)

(10-10)

10.1.2 Determinación de Flujos de Oxidante.

Suponiendo un modelo de combustión completa, es posible deducir un sistema de

ecuaciones para las fracciones molares de las especies químicas presentes en los gases de

escape a partir de un balance de masa de las reacciones globales.

(10-11)

(10-12)

(10-13)

A partir de las relaciones 10-11, 10-12 y 10-13 se determina que:

(10-14)



21

Donde corresponde al volumen de oxidante estequiométrico necesario para

realizar la combustión. corresponde a la fracción volumétrica de Oxígeno presente en el

oxidante. Al utilizar Aire como oxidante, corresponde a 0,21.

10.1.3

Composición Gases de Escape.

De la misma manera, se pueden establecer relaciones para determinar la composición

química de los gases de escapes.

(10-15)

(10-16)

(10-17)

(10-18)

(10-19)

donde coresponde a la razon de oxidante utilizado respecto al flujo de oxidante

estequiométrico (

= 1,1 se traduce en un 10% de exceso de oxidante con respecto al valor

estequiométrico).

Estas fracciones molares obtenidas, pueden ser transformadas fácilmente en

fracciones volumétricas.

(10-20)

(10-21)

(10-22)

(10-23)

(10-24)



22

10.1.4

Obtención de las entalpías sensibles molares.

Para la determinación de la energía diluida en los gases de escape fue imprescindible

contar con las entalpías sensibles de cada una de las especies presentes.

Las entalpías de las especies químicas de interés, fueron obtenidas a partir de los

calores específicos molares obtenidos desde el apéndice del libro “Thermodynamics: An

Engineering Approach” de Çengel.

Tabla 10-2: Calores Específicos molares como función de la temperatura.(2)

Al integrar estas expresiones en función de la temperatura, tal que a cero Kelvin la

entalpía sensible sea igual a cero, se obtienen las expresiones que describen la entalpía de las

especies químicas en función de la temperatura. Es así que:

(10-25)

(10-26)

(10-27)



23

(10-28)

(10-29)

10.2

Resultados Preliminares.

Con los datos obtenidos anteriormente, se programó un pequeño modelo en el software

“Wolfram Mathematica” para así comprender, a priori, el efecto que produce el

enriquecimiento por oxígeno en la combustión.

El modelo consideró la combustión de 0,1 [kg/s] de “Fuel Oil #6”, con un 10% de exceso

de oxidante.

Se propuso analizar la combustión con:

Aire (21% Oxígeno)

Aire enriquecido al 30% (30% Oxígeno)

Uso de Oxígeno Técnico (95% Oxígeno.

Calor Extraído del Proceso: 2883,7 [kW]

Además, se supuso escenarios con temperaturas 700°C, 900°C y 1100°C en los gases de

escape.

En primer lugar, se analizó el grado de alteración que sufren los productos de la

combustión a medida que se enriquece el oxidante. En la siguiente Tabla se pueden observar

los resultados obtenidos del modelo teórico.

Tabla 10-3: Composición Molar de Gases Escape por kilogramo de combustiblequemado, en función del Oxígeno presente en la combustión.

% OxígenonCO2

[kmol]nH2O

[kmol]nSO2

[kmol]nO2

[kmol]nN2

[kmol]Moles Totales

[kmol]

21% 0,07136 0,05208 0,00087 0,00980 0,40553 0,5396430% 0,07136 0,05208 0,00087 0,00980 0,25155 0,38566

95% 0,07136 0,05208 0,00087 0,00980 0,00557 0,13968

De los resultados obtenidos se observa que para un flujo de combustible constante, el

enriquecimiento con oxígeno disminuye significativamente la fracción de nitrógeno presente



24

en los gases de escape, lo que se traduce en una reducción del flujo másico de gases

generados en la combustión.

Además, resultó interesante determinar la cantidad de potencia disipada en los gases

de escape. Utilizando el modelo desarrollado, se calculó el flujo de energía de los gases a

700°C.

Tabla 10-4: Potencia contenida en gases según especie química.

% Oxígeno PotenciaCO2 [kW]

PotenciaH2O [kW]

PotenciaSO2 [kW]

PotenciaO2 [kW]

PotenciaN2 [kW]

Total[kW]

21% 227,6 129,9 2,9 21,4 835,6 1217,5

30% 227,6 129,9 2,9 21,4 518,3 900,2

95% 227,6 129,9 2,9 21,4 11,8 393,6

Los resultados indican una gran reducción en el flujo de energía desechada en los

gases de escape como resultado del enriquecimiento del comburente con oxígeno. Esto se

debe netamente a la drástica reducción en el flujo másico de gases generados producto de la

combustión.

Finalmente, interesó conocer el efecto que produce la temperatura de gases de escape

en los potenciales ahorros de combustible. Para esto, se desarrolló el balance de energía del

modelo considerando distintos niveles de enriquecimiento y variaciones en la temperatura de

gases de escape.

Tabla 10-5: Resultados Balance Energía 1. Análisis Preliminar.

Consumo de Energía, Gases a 700°C, Calor Útil 2883,74 [kW]

%OxígenoPotencia

GasesCalorÚtil

PotenciaIngresada

% AhorroCombustible

21% 1217,5 2883,7 4101,2 0%

30% 810,9 2883,7 3694,7 10%

95% 306,1 2883,7 3189,9 22%



25

Tabla 10-6: Resultados Balance de Energía 2. Análisis Preliminar.


%OxígenoPotencia

Gases

Calor

Útil

Potencia

Ingresada

% Ahorro

Combustible21% 1874,0 2883,7 4757,7 0%

30% 1188,0 2883,7 4071,7 14%

95% 426,0 2883,7 3309,8 30%

Tabla 10-7: Resultados Balance de Energía 3. Análisis Preliminar.


%OxígenoPotencia

Gases

Calor

Útil

Potencia

Ingresada

% Ahorro

Combustible21% 2818,9 2883,7 5702,6 0%

30% 1669,2 2883,7 4552,9 20%

95% 560,5 2883,7 3444,3 40%

Figura 10-3: Gráfico máximo ahorro potencial de combustible. AnálisisPreliminar.

Los resultados obtenidos indican que el enriquecimiento del comburente con oxígeno

produce mejores resultados en aquellos procesos en los que se cuenta con mayores

0%

10%

20%

30%

40%

700°C 900°C 1000°C

A h o r r o d e C o m b u s t i b l e

Temperatura Gases de Escape

Máximo Ahorro Potencial deCombustible

Ahorrocombustible



26

temperaturas de gases de escape (procesos de alta temperatura), lo que resulta obvio al

considerar que la entalpía del nitrógeno es proporcional a la temperatura que poseen los

gases.

Según esto, el proceso de mantención de temperatura del baño de cobre al interior de

un horno de refino resulta ideal dada las altas temperaturas de trabajo del sistema, por lo que

la técnica de enriquecimiento podría proporcionar grandes ahorros de energía en este proceso.



27

11. BALANCE DE ENERGÍA HORNO DEREFINO.

Las modificaciones propuestas requieren realizar un estudio termodinámico del

proceso de manera que sea posible cuantificar la cantidad de energía que se debe aportar al

sistema para lograr mantener el baño de cobre a la temperatura de 1230°C.

Para esto, se realizó el balance de energía del horno teniendo en cuenta sus

condiciones operacionales y las condiciones del ambiente. El volumen de control

considerado, se representa en el siguiente esquema:

Figura 11-1: Volumen de control. Balance energía Horno Refino.

Para este proyecto se consideró el uso de Gas Natural, el cual es transportado hacia

las operaciones de la Fundición Chuquicamata mediante el uso de un gaseoducto desde la

planta GNL Mejillones, propiedad de la empresa E-CL del grupo GDF Suez.

El uso de Gas Natural representa un potencial beneficio desde el punto de vista

operacional ya que no requiere acondicionamientos previos para su uso (el “Fuel-Oil #6”

debe ser calentado para disminuir su viscosidad y facilitar su atomización para la

combustión) y además representa un beneficio ambiental al no contener trazas de azufre,

disminuyendo las emisiones totales de SO2. Esto último resultará en extremo importante una

vez que se ponga en marcha el nuevo marco legal respecto a las emisiones máximas

permitidas de azufre y arsénico en las fundiciones de cobre que operan en Chile.



28

El oxidante corresponde a Aire enriquecido con Oxígeno. Comúnmente, las

aplicaciones similares utilizan esta mezcla con un 30% de enriquecimiento (30% de

Oxígeno). El estudio realizado contempló dos mezclas posibles, desde un 30% de

enriquecimiento a un 95% (oxígeno técnico), con la finalidad de obtener una mezcla óptimadesde el punto de vista económico.

Debido a que las paredes externas del horno (Manto y Culata) poseen temperaturas

relevantes, se debió considerar la transferencia de calor mediante convección natural además

de la radiación térmica hacia el ambiente de la nave.

Finalmente, la ecuación que describe el balance de energía del volumen de control,

corresponde a:

(11-1)

Donde:

Flujo de Gas Natural en [kg/s].

: Poder calorífico Inferior del Gas Natural en [kJ/kg].

: Flujo de Oxidante en [kg/s].

: Entalpía del Oxidante en [kJ/kg].

: Energía de Gases de Escape en [kW].

: Pérdidas de Energía en [kW].

Para resolver el balance de energía fue necesario calcular primeramente las pérdidas de

energía en el proceso. Para ello, fue necesario desarrollar un estudio de transferencia de calor

en donde se debió:

Considerar la temperatura de gases de escape como un parámetro conocido mediante

el uso de alguna relación empírica o supuestos.

Realizar un análisis de transferencia de calor determinando las temperaturas de

paredes internas y externas del horno para determinar las pérdidas de calor.



29

11.1

Cálculo de Pérdidas de Energía.

11.1.1 Marco teórico de la transferencia de calor.

Las elevadas diferencias de temperatura que se producen entre el interior del horno y la

temperatura ambiente producen pérdidas de calor de forma inevitable. Estas pérdidas de

calor, a través de las paredes y cavidades del horno, se manifiestan de tres maneras posibles:

Conducción, Convección y Radiación.

11.1.1.1 Conducción Térmica.

La Conducción es la transferencia de energía desde las partículas con más energía a

otras adyacentes con menos energía como resultado de las interacciones entre ellas. LaConducción puede ocurrir en sólidos, líquidos o gases. En gases y líquidos, la conducción se

debe a la colisión y difusión de las moléculas durante su movimiento aleatorio. En los

sólidos, se debe a las colisiones y difusión de las moléculas en una red y el transporte de

energía por los electrones libres.

La cantidad de calor conducido a través de un medio depende de la geometría del

medio, su espesor, el material del medio, como también la diferencia de temperatura a través

del medio.

Figura 11-2: Ilustración de fenómeno de transferencia de calor por Conducción enpared plana.



30

Consideremos un flujo de calor conducido constante a través de una pared larga y

plana con espesor y área , como se muestra en la figura 11-2. La diferencia de

temperatura a través de la pared es .

Los experimentos han demostrado que la cantidad de calor conducido a través de la

pared es proporcional a la diferencia de temperatura a través de la pared, pero

inversamente proporcional al espesor de la pared . De lo anterior se deduce que:

(11-2)

donde corresponde a la conductividad térmica del material, lo que puede ser

comprendido como la habilidad del material para conducir el calor.

Otra interpretación de la ecuación 11-2, es

(11-3)

(11-4)

donde es interpretado como la resistencia térmica del material, es decir su capacidad

de oponerse al flujo de calor.

11.1.1.2

Convección.

La Convección es el modo de transferencia de energía entre una superficie sólida y

fluido adyacente que se encuentra en movimiento, involucra los efectos combinados de la

conducción y el movimiento de fluidos. Mientras más rápido sea el movimiento del fluido,

más grande será la transferencia de calor por convección. En ausencia de cualquier

movimiento en el fluido, la transferencia de calor entre la superficie sólida y el fluido

adyacente es conducción pura. La presencia de movimiento en el fluido mejora la

transferencia de calor entre la superficie sólida y el fluido, pero también complica ladeterminación de la cantidad de calor transferido.



31

Figura 11-3: Ilustración de fenómeno de transferencia de calor por Convección.(3)

Considérese el enfriamiento de un bloque caliente mediante el soplado de aire frío

sobre la superficie superior (figura 11-3). La energía es transferida primeramente a la capa de

aire adyacente al bloque mediante conducción. Luego, esta energía es llevada desde la

superficie por convección, es decir, por el efecto combinado de la conducción dentro del airedebido al movimiento aleatorio de las moléculas y al movimiento macroscópico del aire, que

remueve el aire calentado cerca de la superficie y lo reemplaza por aire frío.

La convección recibe el nombre de Convección Forzada si el fluido es forzado a fluir

sobre la superficie mediante el uso de agentes externos, como un ventilador o el mismo

viento. En contraste, recibe el nombre de Convección Natural si el movimiento del fluido es

causado por las fuerzas de flotación inducidas por las diferencias de densidad debido a las

variaciones de temperatura en el fluido.

A pesar de la complejidad de la convección, se observa que la cantidad de calor

transferido por convección es proporcional a la diferencia de temperatura, y se expresa

convenientemente por la ley de Newton de enfriamiento como:

(11-5)

donde es el coeficiente de transferencia de calor por convección en , es el área de

la superficie donde la convección tiene lugar,

es la temperatura de la superficie y

es la

temperatura del fluido lo suficientemente lejos de la superficie.

El coeficiente de transferencia de calor por convección no es una propiedad del

fluido. Se trata de un parámetro determinado experimentalmente cuyo valor depende de todas

las variables que influyen en la convección, como la geometría de la superficie, la naturaleza



32

del movimiento del fluido, las propiedades del fluido, y la velocidad del fluido. Los valores

típicos de se expresan en la tabla 11-1.

Tabla 11-1: Tabla de Valores Típicos para Convección Natural.(3)

11.1.1.3 Radiación Térmica.

La radiación es la energía emitida por la materia en la forma de ondas

electromagnéticas (o fotones) como resultado de los cambios en las configuraciones

electrónicas de los átomos o moléculas. A diferencia de la conducción y la convección, la

transferencia de energía por radiación no requiere de la presencia de un medio intermedio. De

hecho, la transferencia de energía por radiación es más rápida y no sufre atenuaciones en

vacío.

En los estudios de transferencia de calor interesa la radiación térmica,

correspondiente a la forma de radiación emitida por los cuerpos a raíz de su temperatura.

Difiere de otras formas de radiación electromagnética tales como rayos X, rayos gamma,

microondas, ondas de radio y televisión ya que no están relacionadas con la temperatura.

Todos los cuerpos a temperatura sobre el cero absoluto emiten radiación térmica.

La radiación es un fenómeno volumétrico, y todos los sólidos, líquidos y gases

emiten, absorben o transmiten radiación en grados diferentes. Sin embargo, la radiación esgeneralmente considerada como un fenómeno de superficie de los sólidos que son opacos a la

radiación térmica, tal como metales, maderas o rocas ya que la radiación emitida por las

regiones interiores de dichos materiales nunca pueden alcanzar la superficie, y la radiación



33

incidente sobre tales cuerpos se absorbe generalmente dentro de unas pocas micras de

superficie.

La máxima cantidad de radiación que puede ser emitida por una superficie a una

temperatura absoluta Ts (en K) es dada por la ley de Stefan-Boltzmann como

(11-6)

donde es la constante de Stefan-Boltzmann. La superficie

idealizada que emite esa cantidad máxima de radiación se denomina como cuerpo negro, y su

radiación emitida recibe el nombre de radiación de cuerpo negro. La radiación emitida por

todas las superficies reales es menor que la radiación emitida por un cuerpo negro a la misma

temperatura, y se expresa como (11-7)

donde corresponde a la emisividad de la superficie. La emisividad de un cuerpo, cuyo valor

se encuentra en el rango , es una medida de que tanto se aproxima una superficie a

un cuerpo negro para el cual .

Otra propiedad importante de la radiación de una superficie es su capacidad de

absorción, que corresponde a la fracción de la energía incidente sobre una superficie que es

absorbida por la superficie. Como la emisividad, su valor está en el rango 0 1. Un

cuerpo negro absorbe toda la radiación incidente sobre el mismo. Es decir, un cuerpo negro

es un absorbente perfecto así como un emisor perfecto.

En general, tanto y de una superficie depende de la temperatura y la longitud de

onda de la radiación. La ley de Kirchhoff de la radiación establece que la emisividad y la

absorción de una superficie a una temperatura y longitud de onda determinada son iguales.

En muchas aplicaciones prácticas, la temperatura de la superficie y la temperatura de la

fuente de radiación incidental son del mismo orden de magnitud, y la absorción promedio deuna superficie se toma para ser igual a su emisividad media. La tasa a la que una superficie

absorbe la radiación se determina a partir de

(11-8)



34

donde es la radiación incidente sobre la superficie y es la absortividad de la

superficie. Para superficies opacas (no transparentes), la porción de la radiación incidental no

absorbida por la superficie es nuevamente reflejada.

La diferencia entre las tasas de radiación emitida por la superficie y la radiación

absorbida es la transferencia neta de calor por radiación. Si la tasa de absorción por radiación

es mayor que la tasa de emisión por radiación, se dice que la superficie está ganando energía

por radiación. De lo contrario, se dice que la superficie está perdiendo energía por radiación.

En general, la determinación de la tasa neta de transferencia de calor por radiación entre dos

superficies es un asunto complicado ya que depende de las propiedades de las superficies, su

orientación con relación a otra y la interacción del medio entre las superficies con radiación.

11.1.1.3.1

Factores de Forma.

Para hacer un balance de energía sobre una superficie, el flujo de radiación entrante

debe ser evaluado. En un recinto general, la radiación tiene contribuciones de todas las partes

de la superficie del recinto. Por lo tanto, hay que determinar qué parte de la energía que sale

de cualquier superficie de la carcasa se desplaza hacia la superficie bajo consideración. Las

relaciones geométricas que regulan este proceso para superficies difusas (que absorben y

emiten de forma difusa, y también reflejan la energía radiante difusa) se conocen como

factores de forma. Otros nombres utilizados en la literatura son el factor de configuración, el

factor de ángulo, y el factor de vista. El factor de forma entre dos superficies y se

define como:

(11-9)



35

Figura 11-4: Ilustración del Cálculo de Factores de Forma.(4)

donde la palabra "directamente" se pretende dar a entender "en un camino recto, sin

intervenir reflexiones."

Los factores de forma pueden ser determinados por una variedad de métodos, tales

como la integración directa (integración analítica o numérica), evaluación estadística a través

de estadística de muestreo utilizando un método de Monte Carlo(4).

Matemáticamente, factores de forma se pueden expresar en términos de una integral

doble superficie, es decir

∫ ∫ (11-10)

Donde:

: Elemento diferencial de la superficie .: Elemento diferencial de la superficie .

: Ángulo entre el vector normal del elemento de superficie y el vector .

: Ángulo entre el vector normal del elemento de superficie y el vector .

: Distancia entre y .



36

11.1.1.3.2

Álgebra de Factores de Forma.

Las matemáticas de los factores de forma siguen ciertas reglas, que pueden ser

explotadas para simplificar su evaluación. Las dos más importantes son la regla de adición

para configuraciones cerradas de N superficies que establece que la suma de las fracciones

deben sumar la unidad, y la regla de reprocidad.

∑ (11-11)

(11-12)

Muchos factores de forma para configuraciones bastante complejas se pueden

calcular sin ningún tipo de integración, simplemente usando las reglas de reciprocidad, suma

y, tal vez, el factor de vista conocida para una geometría más básica.



37

11.1.2

Estudio de la Transferencia de Calor.

Iniciando el estudio de transferencia de calor en el horno, se hizo necesario acotar las

regiones en donde se realizarán los cálculos. Para esto, el horno fue separado en dos regiones

claramente establecidas.

La región sumergida en el baño.

La región que alberga la zona de combustión.

La región que alberga la zona de combustión, hace referencia a las superficies interiores

del horno donde ocurre la combustión y la transferencia de calor entre los gases y las paredes

del horno, tal como se muestra a continuación.

Figura 11-5: Zonas de Intercambio Radiativo. Horno Refino.

Las superficies interiores enumeradas corresponden a:

Tabla 11-2: Tamaño de superficies zona de combustión. Horno Refino.

N° Superficie Área [m2]

1 Baño de Cobre 31,13762 Culata Norte 2,2328

3 Culata Sur 2,2328

4 Manto 36,9515

5 Boca de Carga 3,0000

6 Escape 1,5000



38

La región sumergida en el baño, como su nombre lo indica, hace referencia a aquellas

superficies del horno que se encuentran en contacto directo con el baño de cobre.

Figura 11-6: Zonas sumergidas por el baño. Horno Refino.

Las superficies interiores enumeradas corresponden a:

Tabla 11-3: Tamaño Superficies sumergidas por el baño. Horno Refino.

N° Superficie Área [m2]

7 Culata Inferior Norte 5,4223

8 Manto Inferior 62,0523

9 Culata Inferior Sur 5,4223

En la zona superior, se supuso que la transferencia de energía ocurre

fundamentalmente por el intercambio radiativo entre las superficies, para luego ser

transferida hacia el exterior por conducción térmica a través de las paredes. En la zona

inferior, se supuso que la transferencia de energía ocurre netamente por conducción térmica

entre el baño de cobre y las paredes del horno.

Como se mencionó anteriormente, las paredes de los hornos están compuestas por

ladrillos refractarios, asbesto y acero. Las propiedades de estos materiales se encuentran en la

tabla siguiente:



39

Tabla 11-4: Propiedades Térmicas Materiales Horno Refino.

Material Conductividad Emisividad [-]

Acero 50 0,9

Asbesto 0,3 0,13Ladrillo Refractario 2,6 0,94

El calor que fluye a través del manto, se determinó mediante:

( ⁄ ) ⁄ ⁄

donde y corresponden a la temperatura interior y exterior del manto respectivamente,y corresponde al largo interior del horno.

Para las relaciones que se verán más adelante, conviene utilizar el flujo de calor por

unidad de área, resultando:

⁄ ⁄ ⁄

Además el denominador puede ser interpretado como la resistencia térmica del manto

⁄ ⁄ ⁄

donde corresponde al área exterior del manto.

Finalmente, se tiene que



40

Figura 11-7: Detalle construcción manto. Horno Refino.

En el caso de las culatas del horno, el problema es similar.

donde , y corresponden a la longitud de la capa de ladrillo refractario, asbesto y acero

respectivamente.

De la misma manera, el denominador se interpretó como la resistencia térmica de las

culatas, quedando:



41

Se supondrá que en el exterior del horno existen condiciones de transferencia de calor

por convección natural y radiación térmica. Es evidente que, al realizar un balance energético

en las superficies del horno, el calor que fluye por las paredes por conducción debe ser igual

a la suma del calor disipado por convección natural y radiación.

Por lo tanto, en el manto se cumple que:

( )

Para el caso de las culatas sucede que:

( )

Donde y corresponden a las temperaturas de pared exterior y la temperatura

ambiente respectivamente.

En las ecuaciones descritas, puede ser determinado en cada una de las paredes si

el

correspondiente es conocido.

En el caso de la región sumergida en el baño, se supuso que es igual a la

temperatura del baño de cobre (1230°C) y por tanto es idéntico para todas las superficies

sumergidas. Siendo así, fue posible determinar de cada superficie sumergida y con ello

las pérdidas de calor asociadas.

Por el contrario, en la región que alberga la zona de combustión, no es conocido

para ninguna de las superficies ni puede ser supuesto arbitrariamente. En este caso, fue

necesario realizar un análisis más profundo considerando el intercambio radiativo entre las

superficies internas del horno, los gases producto de la combustión y el baño de cobre.



42

11.1.2.1 Intercambio radiativo entre las superficies.

Tradicionalmente, para el modelado de intercambio radiativo entre superficies, se recurre

a la analogía eléctrica tal como lo enseña la figura a continuación.

Figura 11-8: Analogía Eléctrica para el Intercambio Radiativo.

En este caso, se utilizará un sistema de ecuaciones que incluyen la participación del

medio (Medio no-transparente).

El modelo de intercambio radiativo, con su extensión para N superficies, corresponde

a:

[ ]

( )

donde:

: Flujo de Calor por unidad de área en la superficie j-ésima.

: Emisividad de la superficie j-ésima.

: Factor de Forma de la superficie k-ésima con relación a la superficie j-ésima.



43

: Transmisividad del medio.

: Radiación de cuerpo negro emitida por la superficie j-ésima.

: Emisividad del medio.

: Radiación de cuerpo negro emitida por el medio.

11.1.2.2 Determinación de los factores de forma.

Como se mencionó con anterioridad, para efectos del cálculo de intercambio radiativo

entre superficies, es imprescindible contar con los factores de forma de éstas.

Los factores de forma de algunas superficies conocidas, o de problemas cotidianos, se

encuentran resueltas y tabuladas en la literatura. En este caso, algunos de los factores de

forma fueron hallados en “A Catalog of Radiation heat Transfer Configuration Factors, 2nd

edition” de John R. Howell, mientras que otros factores de forma debieron ser calculados

utilizando la definición.

11.1.2.2.1

Factor de forma entre la superficie del baño y Culatas. F1-2 y F1-3.

En la sección C-36 del catálogo, Factores de forma desde áreas finitas a áreas finitas,

se halló la configuración que representa el factor de forma entre la superficie del baño y

culatas.

Figura 11-9: Catálogo de Factores de Forma. John R. Howell(5).



44

De las cotas conocidas, se obtuvo que y que . Dada la

baja resolución del gráfico, y en un esfuerzo por obtener un valor representativo, se

agregaron escalas y líneas secundarias en ambos ejes del gráfico.

Figura 11-10: Obtención del Factor de Forma.De esta forma, se obtuvo que los factores de forma aproximadamente.



45

11.1.2.2.2

Factor de forma entre la superficie del baño y Boca de Carga. F1-5.

Para este caso, no se encontró ninguna expresión en el catálogo de Howell, por lo que se

decidió calcular el factor de forma utilizando el software Wolfram Mathematica.

La mecánica del cálculo consistió en dividir las superficies en pequeñas partes ( y

) para posteriormente aproximar la integral por sumas, es decir:

Figura 11-11: Superficies 5 y 1. Horno Refino.

Los parámetros introducidos en el código desarrollado son los siguientes:

El resultado obtenido, fue



46

11.1.2.2.3

Factor de forma entre la superficie del baño y Escape. F1-6.

El factor de forma entre la superficie del baño y el Escape, se determinó de la misma

manera.


El resultado obtenido fue,



47

11.1.2.2.4

Factor de forma entre la superficie del baño y Manto. F1-4.

Utilizando las propiedades de los factores de forma para superficies cerradas, fue

posible determinar el factor de forma entre el baño de cobre y el manto

simplemente

como:




48

11.1.2.2.5

Factor de forma entre Culata Norte y Culata Sur. F2-3 y F3-2.

En la sección C-46 del catálogo, Factores de forma desde áreas finitas a áreas finitas,

se halló la configuración que representa el factor de forma entre las culatas.

Figura 11-14: Factor de Forma entre segmentos circulares opuestos. John R. Howell(5).

Nuevamente se realizaron modificaciones en el gráfico añadiendo escalas en ambos

ejes, en busca de obtener el valor más representativo posible de la situación.

De las cotas conocidas, se obtuvo que y que .

Figura 11-15: Obtención Factor de Forma F2-3 y F3-2.

Finalmente, se desprende que:



49

11.1.2.2.6

Factor de forma entre Culata Norte y boca de Carga. F2-5 y F3-5.

Utilizando la misma mecánica de dividir las superficies en partes pequeñas, se

determinó el factor de forma entre las Culatas y la boca de carga.

Figura 11-16: Superficies 2, 3 y 5. Horno Refino.

Utilizando una grilla como ayuda, se dividió la superficie de las culatas en pequeñas

partes cuadradas.

Figura 11-17: Malla Auxiliar para Cálculo Factor de Forma.

Posteriormente, se ingresaron los parámetros al código desarrollado en Wolfram

Mathematica.



50

Y los resultados obtenidos de los factores de forma:



51

11.1.2.2.7

Factor de forma entre Culatas y Escape. F2-6 y F3-6.

El cálculo de estos factores de forma se realizó análogamente al anterior, dividiendo

las superficies de las culatas en pequeñas superficies cuadradas. Los parámetros de

programación de estas superficies están dados por:

Figura 11-18: Superficies 2, 3 y 6. Horno Refino.

y



52

11.1.3 Tabla de Factores de Forma.

Finalmente, realizando cálculos en base a los resultados anteriores y aplicando las

propiedades algebraicas de los factores de forma, se pudo determinar todos los factores de

forma de las superficies interiores del horno.

Tabla 11-5: Tabla resumen Factores de Forma 1.

F11 0,000000 F21 0,418358 F31 0,418358

F12 0,030000 F22 0,000000 F32 0,150000

F13 0,030000 F23 0,150000 F33 0,000000

F14 0,892480 F24 0,427649 F34 0,346622

F15 0,021056 F25 0,003613 F35 0,003613

F16 0,026464 F26 0,000380 F36 0,081408

Tabla 11-6: Tabla resumen Factores de Forma 2.

F41 0,695586 F51 0,437085 F61 0,549350

F42 0,024000 F52 0,005378 F62 0,000566

F43 0,024000 F53 0,005378 F63 0,121180

F44 0,223383 F54 0,551513 F64 0,328257

F45 0,020707 F55 0,000000 F65 0,000647

F46 0,012325 F56 0,000647 F66 0,000000



53

11.1.4

Cálculo de la Emisividad de los Gases de Escape.

En la práctica, los gases de combustión también participan en el intercambio de calor

por radiación. Esto, debido a que los gases diluidos de Dióxido de Carbono y Vapor de Agua

no son transparentes y poseen coeficientes de emisividad relevantes.

La emisividad de los gases de escape dependerá, entonces, de las fracciones

volumétricas presentes de Dióxido de Carbono y Vapor de Agua presentes, de la temperatura

de los gases de escape y de la presión de éstos.

Existen dos métodos bastante conocidos para la estimación de la emisividad de los

gases de escape a distintas temperaturas: Las Curvas de Hottel y Las Funciones de Leckner.

Las curvas de Hottel corresponden a gráficos con resultados experimentales, desde

donde es posible obtener una estimación de la emisividad total de los gases de escape. Para

ello, se utilizan las relaciones

Donde

( )

( )

( )

: Temperatura Gases de Escape

: Presión Parcial CO2.

: Presión Parcial H2O.

: Longitud Media del Haz.

: Corrección por Presión para CO2.

: Corrección por Presión para H2O.



54

Figura 11-19: Curvas de Hottel. Emisividad de CO2.(6)

Figura 11-20: Curvas de Hottel. Emisividad de H2O.(6)

Figura 11-21: Curvas de Hottel. Corrección Traslape de Bandas.(6)



55

Si bien estos gráficos resultan bastante efectivos para la estimación de la emisividad

de los gases de escape, imposibilitan la opción de integrarlos en algún tipo de código para

automatizar el cálculo.

Otra forma de obtener una estimación de la emisividad de los gases de escape, es

mediante las funciones de Leckner.

Leckner ofrece expresiones empíricas para la emisividad total de los gases de escape.

Esto, derivado de las expresiones que describen la conducta del Vapor de Agua y Dióxido de

carbono en el ancho de banda corta sumada sobre el espectro. En estas correlaciones, la

presión se encuentra en bares y la longitud media del haz en centímetros.

y

se calculan como:

() ( ) ()

() { }

( )

Donde los coeficientes están dados por la tabla siguiente:



56

Tabla 11-7: Parámetros de Funciones de Leckner.(4)

Los resultados obtenidos mediante las expresiones de Leckner son muy similares a

los resultados experimentales obtenidos por Hottel. Las diferencias entre ambos métodos son

ilustradas a continuación.

Figura 11-22: Emisividad total para el CO2 según Hottel (Líneas sólidas) yLeckner (Líneas segmentadas).(4)



57

Figura 11-23: Emisividad total para H2O según Hottel (líneas sólidas) y Leckner(líneas segmentadas).(4)

Finalmente, las expresiones de Leckner fueron ingresadas al software Wolfram

Mathematica para su posterior uso.

11.1.5 Determinación de la temperatura de Gases de Escape.

La determinación de la temperatura de gases de escape es un punto fundamental dentro

de la programación del problema, ya que influye significativamente en los resultados del

balance de energía.

La utilización de una temperatura de gases excesivamente baja, producirá una estimación

del consumo de combustible muy por debajo de lo real. Por el contrario, una temperatura de

gases excesiva sobreestimará el consumo de combustible.

Se consultó al personal de Mantención de la Fundición Chuquicamata por la existenciade datos históricos acerca de la temperatura de gases de escape de alguno de los hornos de

refino. La respuesta obtenida fue que no existe un monitoreo de las temperaturas en ese

punto, por lo que esos datos sencillamente no existen.



58

Dada la naturaleza del proceso, sería de esperar que las temperaturas bordearan los

1200°C. Algunas firmas de ingeniería, relacionadas con la recuperación de calor desde estos

gases, señalan que las temperaturas oscilan entre los 1100°C y los 1200°C (7).

Marks(8) define algunas relaciones empíricas para la determinación de la temperatura de

los gases de escape dependiendo del tipo de cámara de combustión.

El manual sugiere dos posibilidades aplicables a este modelo:

Suponer que los gases de la cámara de combustión están totalmente agitados, lo que

produce que la temperatura de gases de escape sea igual a la temperatura de los gases

al interior de la cámara.

Suponer que la diferencia entre la temperatura de los gases al interior de la cámara y

la temperatura de los gases de escape se encuentra normalizada respecto a la

temperatura estimada de la llama.

( )

Donde:

: Temperatura de los gases al interior de la cámara de combustión.

: Temperatura de los gases de escape, a la salida del horno.

: Temperatura de llama estimada.

: Delta de temperatura normalizado.

En la práctica, se supondría que la temperatura de los gases al interior de la cámara esmayor que la temperatura de los gases de salida (debido a la transferencia de calor), por lo

que la relación 11-34 es poco realista. Además, esta relación conduce a minimizar el valor de en el balance térmico, ya que, gran cantidad de la energía se disipa en los gases de escape

producto de la sobreestimación de la temperatura.



59

La segunda relación 11-35 supone ser más realista respecto a lo observado en la

práctica, aunque requiere de un esfuerzo adicional al incluir dos parámetros más. Ante la

ausencia de información Marks sugiere utilizar , mientras que debió ser

determinado utilizando información adicional.

Wagner(9) expone una relación empírica para la determinación de la máxima

temperatura estimada de la llama en base a:

Donde:

: Factor de reducción.: Temperatura de llama estimada.

: Temperatura de llama adiabática.

Además, Wagner menciona que depende de la naturaleza del combustible y define

que:

Para “Fuel Oils”:

Para Gas Natural:

Por otra parte, Baukal(10) describe la temperatura de llama adiabática de algunos

combustibles

Temp. de llama adiabática Fuel Oil – Aire: 2012°C

Temp. de llama adiabática Gas Natural – Aire: 1960°C

Temp. de llama adiabática Gas Natural – Aire enriquecido al 30%: 2226°C

Temp. de llama adiabática Gas Natural – Oxígeno: 2770°C

Con la información recopilada se procedió a elaborar la filosofía de funcionamiento del

programa, en donde se abordaron los dos métodos descritos por Marks con el fin de verificar

las diferencias en los resultados y la influencia de los parámetros supuestos.



60

11.1.6

Programación del problema: Filosofía de funcionamiento.

La forma de abordar este problema, se basó considerar la temperatura de los gases de

escape como un parámetro conocido, variable, el cual afectaría directamente el intercambio

radiativo. Para esto, se abordaron dos estrategias:

a)

Suponer que la diferencia entre la temperatura de los gases al interior de la

cámara y la temperatura de los gases de escape se encuentra normalizada

respecto a la temperatura estimada de la llama. Se realizó la iteración de la

temperatura de gases al interior de la cámara de combustión de manera que la

temperatura de las paredes internas del horno sea similar a la temperatura del

baño de cobre (1230°C).

b)

Suponer que los gases en la cámara están perfectamente agitados, tal que la

temperatura de gases al interior de la cámara es igual a la temperatura de

gases de escape. Se fijó una temperatura de Gases de escape de 1230°C para

todos los casos.

La solución del problema pasó necesariamente por iterar el cálculo, corrigiendo cada

vez las temperaturas de pared internas tal que, al realizar el cálculo de intercambio radiativo,

el calor por unidad de área que recibe cada una de las paredes debe ser igual al calor que

transfiere por conducción y que luego se disipa hacia el exterior por medio de la conveccióny radiación térmica.

Para facilitar el cálculo, se desarrolló un código en Wolfram Mathematica en cual se

resuelve el balance de energía para cada una de las paredes del horno.

La filosofía del código desarrollado, se basa principalmente en las siguientes etapas:1.

Ingreso de Parámetros

a.

Datos del Combustible: Análisis elemental, Poder Calorífico Inferior.

b.

Parámetros de combustión: Exceso de oxidante, porcentaje de

enriquecimiento, temperatura de gases en cámara y escape.

c.

Parámetros del Horno: Áreas del horno, conductividades y emisividades de

los materiales.

2.

Cálculo de Productos de combustión.

a.

Cálculo de los productos de combustión en fracciones molares.



62

Ingresar

Parámetros

Determinación delos productos de

Combustión.

Cálculo de la

Emisividad de los

Gases de

Combustión.

Cálculo del

Intercambio

Radiativo

¿Satisface el Balance de Energía?

¿Radiación = Conducción = Convección + Radiación?

Recalcula

Temperaturas de

de Superficies

Internas

NO

Cálculo de las

Pérdidas de Calor

del Sistema

SI

Calculo del Flujode Combustible

Imprimir

Resultados

Figura 11-24: Esquema de Funcionamiento del Código desarrollado para el problema.



63

11.2

Análisis de Resultados.

11.2.1 Resultados Modelo Situación Actual.

Las primeras aproximaciones al programa se realizaron tratando de llegar a los

parámetros de funcionamiento actuales (combustión sin enriquecimiento), a modo de

verificar la aproximación del modelo a la realidad.

Las condiciones de borde ingresadas al programa fueron:

Combustible: Fuel Oil #6

Temperatura de llama adiabática: 2012 °C

Exceso de Oxidante (lambda): 1,1 Enriquecimiento con Oxígeno: 0%

Contenido de Oxígeno en el Aire a 2500 msnm 20,5%

Se calculó el delta normalizado entre las temperaturas de cámara y escape, para

posteriormente realizar la iteración de la temperatura de los gases al interior de la cámara, tal

que la temperatura interna de las paredes fuese cercana a los 1230°C.

Los resultados obtenidos mediante el modelo matemático fueron alentadores, ya que no

distan demasiado de la realidad

Tabla 11-8: Temperatura de Gases Determinada, Modelo A.

Combustible Fuel Oil#6

Temperatura Gases en Cámara 1305°C

Temperatura Gases de Salida 1181°C



64

Tabla 11-9: Resultados modelación situación actual, Modelo A.

Temperatura Gases Escape 1181°C, 0% Enriquecimiento,FO#6

Flujo de Combustible 5,56 [lt/min]

Potencia Ingresada 3801,9 [kW]

Pérdidas de Calor Totales 1722,0 [kW]

Calor Gases Escape 2079,9 [kW]

Potencia N2 1427,1 [kW]

Potencia O2 35,5 [kW]

Potencia CO2 390,7 [kW]

Potencia H2O 221,7 [kW]

Potencia SO2 4,8 [kW]

Tabla 11-10: Resultados Temperaturas Paredes Internas, Situación actualModelo A.

Temperaturas Paredes Internas. %Error

Temperatura Baño Cobre 1230°C Condición

Temperatura Interior CulataNorte

1230,9°C 0,0099669%

Temperatura Interior Culata Sur 1229,0°C 0,0087951%

Temperatura Interior Manto 1223,4°C 0,0099129%

Tabla 11-11: Resultados Temperaturas Paredes Externas, SituaciónActual, Modelo A.

Temperatura Paredes Externas

Culata Norte (Superior) 240,4°C

Culata Norte (Inferior) 240,2°C

Culata Sur (Superior) 240,1°C

Culata Sur (Inferior) 240,2°C

Manto (Hemisferio Superior) 388,4°CManto (Hemisferio Inferior) 388,6°C

Posteriormente, se realizaron los cálculos suponiendo una cámara de combustión con

gases perfectamente agitados, fijando la temperatura de gases de escape en 1230°C.



65

Tabla 11-12: Temperatura de Gases Ingresadas, SituaciónActual, Modelo B.

Combustible Fuel Oil#6



Tabla 11-13: Resultados Modelación Fuel Oil #6, Situación Actual,Modelo B.

Temperatura Gases Escape 1230°C, 0% Enriquecimiento, FO#6

Flujo de Combustible 5,55 [lt/min]



Calor Gases Escape 2171,3 [kW]Potencia N2 1488,9 [kW]



Potencia SO2 5,0 [kW]


Tabla 11-14: Temperaturas de Paredes Internas Calculadas. Situación Actual.

Modelo B.

Temperatura Paredes Internas. Gases Escape 1230 °C, FO#6 Error %

Temperatura Baño Cobre 1200 °C Condición

Temperatura Interior Culata Norte 1173,28 °C 0,00895 %

Temperatura Interior Culata Sur 1171,73 °C 0,00931 %

Temperatura Interior Manto 1166,62 °C 0,00990 %

Tabla 11-15: Temperatura de Paredes Externas Calculadas. Situación Actual.Modelo B.

Temperatura Paredes Externas. Gases Escape 1230 °C, FO#6

Culata Norte (superior) 232 °C

Culata Norte (inferior) 240 °C

Culata Sur (Superior) 232 °C

Culata Sur (Inferior) 240 °C



66

Manto (Hemisferio Superior) 376 °C

Manto (Hemisferio Inferior) 389 °C

Los resultados obtenidos por ambos métodos son bastante similares entre sí,

indicando un consumo de combustible cercano a 5,5 [lt/min], es decir, muy cerca de los

valores de consumo facilitados por CODELCO. Estos resultados aportan validez al modelo

matemático desarrollado, con el que posteriormente se obtuvieron aún más resultados.

Los valores de temperatura de pared externa son razonables, y además resultan

similares a las termografías obtenidas en estudios similares. (11)

Tabla 11-16: Resultados de Termografías. CONAMET/SAM 2004(11).

De estos resultados, se desprende que la energía neta necesaria para mantener el baño

a 1230°C, en estas condiciones actuales de operación, es de aproximadamente de 1720 [kW].

Esto corresponde a las pérdidas de energía del horno por convección y radiación térmica para

estas condiciones de combustión.

En ambos resultados, la potencia disipada en los gases de escape corresponde a

alrededor de un 55% de la potencia total entregada al sistema. En ese sentido, gran parte de la

potencia disipada corresponde al nitrógeno presente en el aire de combustión, concretamente

un 68,6 % del total de la potencia disipada en los gases de escape.



67

Figura 11-25: Potencia de Gases de escape por especie química. Situación Actual.

Dados estos resultados, probablemente, si se logra disminuir la presencia de

nitrógeno presente en el aire de combustión, el consumo de combustible disminuiría

notablemente.

Respecto a las pérdidas de calor, estas fueron graficadas para cada una de las

superficies estudiadas. Los resultados obtenidos en ambos modelos fueron los esperados

desde el punto de vista de eficiencia energética, pues un 32% de las pérdidas de calor se

deben netamente a la boca del horno.

Tabla 11-17: Pérdidas de Calor Calculadas. Situación Actual.

ModeloCulataNorte

[kW]

Culata Sur

[kW]

Manto

[kW]

Boca deCarga

[kW]

Escape

[kW]

Total [kW]

Modelo A 36,8 36,8 1177,1 418,0 53,3 1722,0

Modelo B 36,2 36,2 1145,7 358,5 42,4 1619,0

0,0

500,0

1000,0

1500,0

2000,0

2500,0

Modelo A Modelo B

390,8 408,4

221,8 232,04,8 5,0

1427,1 1488,9

35,537,0

P o t e n c i a { k W ]

Potencia Gases de Escape

O2

N2

SO2

H2O

CO2



68

Figura 11-26: Pérdidas de Calor por Superficie. Situación Actual.

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

1600

1800

Modelo A Modelo B

1177,1 1145,7

418,0358,5

53,342,4

P é r d i d a s d e C a l o r [ k W ]

Modelo

Pérdidas de Calor

Escape

Boca de Carga

Manto

Culata Sur

Culata Norte



69

11.2.2

Resultados Modelación Conversión a Gas Natural.

Dado los resultados obtenidos en la modelación anterior, causó interés conocer cómo

cambian los resultados anteriores al utilizar gas natural como combustible.

Modificando algunas entradas del programa, tales como la composición elemental del

combustible y el poder calorífico, fue posible obtener los resultados de ambos modelos

aplicados a la combustión del gas natural.


Combustible: Gas Natural

Temperatura de Llama Adiabática: 1960 °C

Exceso de Oxidante (lambda): 1,1

Enriquecimiento con Oxígeno: 0%

Contenido de Oxígeno en el Aire a 2500 msnm 20,5%

Los resultados obtenidos del primer modelo son:

Tabla 11-18: Temperatura de Gases Determinadas. Modelo A.

Combustible Gas Natural



Tabla 11-19: Resultados modelación conversión a Gas Natural, Modelo A.

Temperatura Gases Escape 1169°C, 0% Enriquecimiento,Gas Natural.

Flujo de Combustible 598,9 [Nm3/h]



Calor Gases Escape 3763,8 [kW]Potencia N2 2500,2 [kW]




Potencia SO2 0 [kW]



70

Tabla 11-20: Temperaturas de Paredes internas calculadas, Conversión aGas Natural, Modelo A.

Temperaturas Paredes Internas. %Error

Temperatura Baño Cobre 1230,0°C Condición

Temperatura Interior Culata Norte 1231,1°C 0,0091421%

Temperatura Interior Culata Sur 1228,8°C 0,0093667%

Temperatura Interior Manto 1223,5°C 0,0098857%

Tabla 11-21: Temperatura de paredes externas calculadas, Conversión aGas Natural, Modelo A.

Temperatura Paredes ExternasCulata Norte (Superior) 241°C

Culata Norte (Inferior) 240°C

Culata Sur (Superior) 240°C

Culata Sur (Inferior) 240°C

Manto (Hemisferio Superior) 388°C

Manto (Hemisferio Inferior) 389°C

Posteriormente, se realizaron los cálculos suponiendo una cámara de combustión con

gases perfectamente agitados, fijando la temperatura de gases de escape en 1230°C.

Tabla 11-22: Temperaturas de gases ingresadas, Conversión a GasNatural, Modelo B.

Combustible Gas Natural





71

Tabla 11-23: Resultados Modelo Conversión a Gas Natural, Modelo B.

Temperatura Gases Escape 1230°C, 0% Enriquecimiento, Gas Natural


Potencia Ingresada 5956,2 [kW]Pérdidas de Calor Totales 1636,9 [kW]


Potencia N2 2866,4 [kW]



Potencia SO2 0 [kW]


Tabla 11-24: Temperaturas de Paredes Internas Calculadas. Conversión a Gas Natural.

Temperatura Paredes Internas. Gases Escape 1200 °C, Gas Natural. Error %

Temperatura Baño Cobre 1230 °C Condición

Temperatura Interior Culata Norte 1179,5 °C 0,00963 %

Temperatura Interior Culata Sur 1177,6 °C 0,00984 %

Temperatura Interior Manto 1172,6 °C 0,00997 %

Tabla 11-25: Temperaturas de Paredes Externas Calculadas. Conversión a GasNatural.

Temperatura Paredes Externas. Gases Escape 1200 °C, Gas Natural.

Culata Norte (superior) 233,0 °C

Culata Norte (inferior) 240,3 °C

Culata Sur (Superior) 232,7 °C

Culata Sur (Inferior) 240,3 °C

Manto (Hemisferio Superior) 377,6 °C

Manto (Hemisferio Inferior) 388,6 °C

Ambos modelos resultaron coherentes entre sí, aunque señalaron una leve diferencia

en cuanto al consumo de combustible. Esta diferencia radica en que el modelo B sobreestimala temperatura de gases de escape, y por tanto, sobreestima el flujo de energía diluido en los

gases de escape, requiriendo más combustible para completar el balance.



72

Los resultados obtenidos causaron sorpresa dado que, para la operación con Gas

Natural, ambos modelos predicen un incremento de potencia requerida cercano al 50%

respecto a las mismas condiciones de operación con “Fuel Oil #6”.

Este aumento inesperado de potencia requerida fue atribuido al aumento de oxidante

requerido para realizar la combustión del gas natural, produciendo un aumento en el flujo de

gases de escape lo que, a su vez, se traduce en un aumento de la energía diluida en éstos.

Tabla 11-26: Comparación Fuel Oil #6 y Gas Natural. Composición Elemental.

Combustible yC yH yO yN ySHinf

[kJ/kg]

Fuel Oil 6# 85,70% 10,50% 0,90% 0,10% 2,80% 41011,00

Gas Natural 72,47% 23,08% 2,91% 1,54% 0,00% 39900,00

Tabla 11-27: Flujo de oxidante estequiométrico requerido por cada kilogramode combustible.

Flujo de Oxidante Requerido [Nm3/kg]

Fuel Oil #6 10,7

Gas Natural 12,7

Tabla 11-28: Moles de especies químicas producidas por cada kilogramo decombustible quemado.

Combustible nCO2 [kmol]

nH2O[kmol]

nSO2 [kmol]

nO2 [kmol]

nN2

[kmol]Moles totales

[kmol]

Fuel Oil 6# 0,07136 0,05208 0,00087 0,01960 0,45605 0,6000

Gas Natural 0,06034 0,11450 0,00000 0,02334 0,54354 0,7417

En la tabla anterior se ilustran las diferencias en la cantidad de moles generados de

las especies químicas presentes en los gases de escape (moles por cada kilogramo de

combustible quemado) registrando un aumento considerable al utilizar Gas Natural. Esto

reafirma la suposición de un aumento de flujo de gases al utilizar el gas como combustible.

De acuerdo a estos resultados, se podría afirmar que el uso de Gas Natural resulta

energéticamente menos eficiente respecto al uso del “Fuel Oil #6”. En la práctica, esta

ineficiencia es compensada gracias al bajo costo de manipulación y al bajo valor comercial

del Gas Natural respecto al “Fuel Oil”.



73

En general, ambos modelos indicaron que los gases de escape diluyen

aproximadamente un 69% de la energía total ingresada al sistema. Este valor no es menor si

se considera que esta energía no es reutilizada, si no que se desecha directamente al ambiente.

De ese 69%, alrededor de un 67% corresponden a energía netamente transferida al nitrógeno presente en el aire de combustión.

El primer modelo indica que la potencia total ingresada es equivalente a un consumo

de 599 [Nm3/h], mientras que el segundo modelo indica una potencia total equivalente a un

consumo de 643,9 [Nm3/h], lo cual es muy cercano a los 650 [Nm3/h] contemplados en la

ingeniería básica del proyecto de conversión, lo que a su vez aporta validez a los resultados

obtenidos mediante la modelación.

Figura 11-27: Potencia Gases de Escape por especie química. Conversión a Gas Natural.

El siguiente paso consistió en modelar el efecto que produce la incorporación de

oxígeno en la combustión, buscando cuantificar los potenciales ahorros de energía, los

efectos que pueda producir sobre la combustión y las pérdidas de energía en el horno.

0,0

500,0

1000,0

1500,0

2000,0

2500,0

3000,0

3500,0

4000,0

4500,0

Modelo A Modelo B

485,5 557,8

716,1 823,9

2500,2

2866,4

62,1

71,1

P o t e n c i a { k W ]

Potencia Gases de Escape

O2

N2

SO2

H2O

CO2



74

11.2.3

Resultados Modelación Gas Natural con Aire Enriquecido.

El paso siguiente, consistió en modelar el comportamiento de la combustión

enriqueciendo el comburente con oxígeno. Para ello se analizó una serie de mezclas de

oxidante posibles, en un intento de comprender cómo cambian las composiciones de gases de

escape, la emisividad de la atmósfera al interior del horno, las pérdidas de calor y el consumo

de combustible.

Las grandes firmas como Maxon, Hauck y Fives North American ofrecen diseños de

quemadores según el tipo de comburente a utilizar, es decir, Aire u Oxígeno. En el caso de

los quemadores que usan aire como comburente, estos pueden ser utilizados con aire

enriquecido hasta el 30%. Más allá de este porcentaje existe el riesgo de dañar el quemador,

dado que los flujos disminuyen demasiado y la refrigeración de la boquilla (punta) delquemador no puede ser asegurada.

Con estos antecedentes, se realizó el estudio analizando tres mezclas posibles de

comburente.

Uso de Aire (20,5% Oxígeno, a 2500 msnm).

Uso de Aire Enriquecido (30% Oxígeno).

Uso de Oxígeno Técnico (95% Oxígeno).



Lambda: 1.1

Los resultados obtenidos del primer modelo son los siguientes:

Tabla 11-29: Determinación de Temperaturas de Gases, Combustión conAire Enriquecido, Modelo A.

TemperaturaLlama

Adiabática °C

TemperaturaLlama

Estimada °C

TemperaturaGases en

Cámara °C

TemperaturaGases deEscape °C

GN 30% Oxígeno 2226 1781 1285 1142

GN 95% Oxígeno 2770 2216 1265 1088



75

Tabla 11-30: Resultados Modelación Combustión con Aire Enriquecido,Modelo A.

% Oxígeno

Consumo

Combustible[Nm3/h]

Ahorro

Combustible[Nm3/h] %Ahorro

20,50% 598,9 0,0 0,0%

30,00% 374,0 224,9 37,6%

95,00% 250,9 348,1 58,1%

Tabla 11-31: Resultados Balance de Energía, según oxígeno presente enla combustión, Modelo A.

%Oxígeno

Potencia

Entrada[kW]

PotenciaGE [kW]

Perdidas

de Calor[kW]

Potencia

CO2 [kW]

Potencia

H2O[kW]

PotenciaN2 [kW]

Potencia02 [kW]

20,50% 5496 3764 1733 485 716 2500 62

30,00% 3432 1683 1749 295 435 916 38

95,00% 2302 500 1802 187 275 14 24

Posteriormente, fijando las temperaturas de la cámara de gases y los gases de escape en

1230°C, se obtuvieron los resultados del segundo modelo.

Tabla 11-32: Resultados Modelación. Combustión con Aire Enriquecido, Modelo B.

% OxígenoConsumo

Combustible[Nm3/h]

AhorroCombustible

[Nm3/h]%Ahorro

20,50% 649 0 0%

30,00% 388 261 40%

95,00% 251 398 61%



76

Tabla 11-33: Resultados Balance de Energía según oxígeno presente en lacombustión, Modelo B.

%

Oxígeno

PotenciaEntrada

[kW]

Potencia

GE [kW]

Pérdidasde Calor

[kW]

PotenciaCO2

[kW]

PotenciaH2O[kW]

Potencia

N2 [kW]

Potencia

02 [kW]

20,50% 5956 4319 1637 558 824 2866 71

30,00% 3558 1899 1659 333 492 1031 42

95,00% 2300 577 1723 215 318 16 27

Para visualizar de mejor manera los resultados de ambos modelos, se graficaron los

consumos de combustibles, las potencias de los gases de escape y las pérdidas de calor del

Horno.

Figura 11-28: Resultados consumos de Combustible, Combustión con AireEnriquecido.

Los resultados entregados por ambos modelos fueron coherentes y consistentes,

mostrando ligeras diferencias en cuanto al consumo de Gas Natural para los distintos niveles

de enriquecimiento. Cuando la combustión se produce con oxígeno técnico (95% de pureza)

tanto el modelo A como el modelo B predicen un consumo de 251 [Nm3/h].

0100

200

300

400

500

600

700

20,5% 30,0% 95,0%

599

374

251

649

388

251

C o n s u m o G a s N a t u r a l [ N m 3 / h ]

% de Oxígeno en Comburente

Consumo de Gas Natural

Modelo A

Modelo B



77

Figura 11-29: Resultados flujos de energía en gases de escape, combustióncon Aire Enriquecido.

Los flujos de energía en los gases de escape, son consistentes en relación a la

formulación de cada uno de los modelos. El modelo B utiliza una temperatura de gases

constante en 1230°C, mientras que el modelo A utiliza relaciones empíricas en base a las

temperaturas de gases al interior de la cámara de combustión y la temperatura de gases de

escape. En este caso, las temperaturas de gases de escape del modelo A nunca alcanzaron los

valores establecidos en el modelo B, por lo que los flujos de energías resultaron ser mayores

en el modelo B.

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

35004000

4500

20,5% 30,0% 95,0%

3764

1683

500

4319

1899

577 P o t e n c i a [ k W ]


Flujo de Energía en Gases de Escape

Modelo A

Modelo B



78

Figura 11-30: Resultados pérdidas de Calor, Combustión con AireEnriquecido.

Las pérdidas de calor calculadas mostraron diferencias sustanciales consistentes con

la formulación de los modelos empleados. El modelo B, al utilizar una temperatura de gases

constante, predice una menor transferencia de calor al interior del horno al tiempo que

aumenta los flujos de energía diluidos en los gases de escape.

Por otro lado el modelo A, al utilizar distintas temperaturas de gases, predice una

mayor transferencia de calor al interior del horno y disminuye los flujos de calor diluidos en

los gases de escape.

Ambos modelos apuntan a un aumento de las pérdidas de calor del horno a medida

que se aumenta el porcentaje de oxígeno presente en el comburente, lo cual es coherente con

los aumentos de temperatura y emisividad de gases esperados.

A pesar de que al llegar al 95% de enriquecimiento ambos modelos apuntan a un

consumo de 251 [Nm3/h], es probable que los resultados entregados por el modelo A sean los

más representativos de la realidad del proceso, debido a la formulación del modelo.

En conjunto con los resultados de consumo de combustible, se obtuvo los consumos

de oxidantes para cada una de las situaciones descritas.

1550

1600

1650

1700

1750

1800

1850

20,5% 30,0% 95,0%

17331749

1802

16371659

1723

P o t e n c i a [ k W ]


Pérdidas de Calor

Modelo A

Modelo B



79

Tabla 11-34: Consumo de Gas Natural y Oxígeno según enriquecimiento.

% Oxígeno Gas Natural [Nm3/h] Oxígeno [Nm3/h]

20,5% 649,0 0,0

30,0% 387,7 377,6

95,0% 250,9 627,8

Con estos datos, se graficó la curva que describe el consumo de oxígeno en función

del ahorro de combustible deseado. Como era de esperar, la relación resultó lineal.

Figura 11-31: Gráfico Ahorro de Combustible en función del Oxígeno inyectado.

Dada la necesidad de cuantificar la cantidad de oxígeno a utilizar en cada uno de los

casos, se determinó y graficó el consumo de oxígeno en función del porcentaje de

enriquecimiento (porcentaje de oxígeno disuelto en el comburente).

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

0 100 200 300 400 500 600 700

A h o r r o G N [ N m 3 / h ]

Consumo Oxígeno [Nm3/h]

Ahorro Consumo GN/Consumo Oxígeno



80

Figura 11-32: Consumo de Oxígeno según porcentaje de Enriquecimiento.

Los resultados obtenidos mediante la modelación son similares a los datos obtenidos

de terreno, arrojando un porcentaje de ahorro de combustible de alrededor de un 58%, lo

cual probablemente sólo pueda alcanzarse en condiciones ideales inexistentes en terreno.

Además, se debe considerar que los cálculos fueron realizados con las cotas de

fabricación del horno, es decir, sin considerar el desgaste natural del material refractario en el

tiempo. Como es de suponer, el desgaste del material refractario producirá efectos indeseados

en el horno aumentando la conductividad térmica de las paredes y, por tanto, aumentando las

pérdidas de calor a través de ellas. El sistema de combustión a diseñar debe contemplar este

tipo de situaciones y por tanto debe ser sobredimensionado.

Tabla 11-35: Resultados Modelo Gas Natural Oxígeno Técnico, 50% desgaste decubierta refractaria.

Temperatura Gases Escape 1230°C, Oxígeno Técnico, Gas Natural





Consumo Oxígeno 837,4 [Nm3/h]

0

100

200

300

400

500

600

700

0% 20% 40% 60% 80% 100%

C o n s u m o O x í g e n o [ N m 3 / h r ]

% Oxígeno en Comburente

Consumo de Oxígeno



81

Para efectos del desarrollo de ingeniería y selección de equipos, se considerará

sobredimensionar el consumo de Gas Natural y Oxígeno en un 50% respecto a los consumos

calculados.

Tabla 11-36: Flujos de diseño. Suministros de Gas Natural yOxígeno.

% OxígenoGas Natural

[Nm3/h]Oxígeno[Nm3/h]

20,5% 973,6 0,0

30,0% 581,6 566,5

95,0% 376,3 941,7

Para efectos de la evaluación económica, se considerará sobreestimar el consumo de

Gas Natural y Oxígeno en un 20%. Según esto, las potencias estimadas y el consumo de gas

natural asociado serían.

Tabla 11-37: Flujos de operación promedio estimados.Suministros de Gas Natural y Oxígeno.

% Oxígeno Gas Natural[Nm3/h]

Oxígeno[Nm3/h]

20,5% 778,8 0,0

30,0% 465,2 453,295,0% 301,1 753,4



82

12. EVALUACIÓN DE COSTOSOPERACIONALES PRELIMINAR.

El siguiente paso consistió en realizar una evaluación económica preliminar, con el

fin de discriminar cuál de las opciones reporta mayores beneficios económicos respecto al

ahorro de combustible.

A simple vista, surge la impresión de que la opción más conveniente es la de utilizar

íntegramente oxígeno técnico dado el bajo consumo de combustible que ello produce. Sin

embargo, es necesario incluir el costo del suministro del oxígeno para realizar una evaluación

de costos preliminar.

A pesar de que las instalaciones de Chuquicamata cuentan con tres plantas

generadoras de oxígeno, CODELCO utiliza un modelo de control basado en “centros de

costos”, lo que se traduce en que la fundición de cobre debe pagar los suministros utilizados a

otras gerencias pertenecientes a CODELCO.

En el caso del oxígeno, este tiene un valor establecido de 65 USD por tonelada. Dada

la gran cantidad de energía necesaria para la obtención del oxígeno, este valor de venta es

altamente sensible a las alteraciones en el precio comercial de la energía eléctrica, por lo que

debe ser revisado periódicamente.

En el caso del Gas Natural, CODELCO tiene un contrato de suministro con la

empresa DISTRINOR S.A., perteneciente a E-CL de grupo GDF Suez. E-CL realiza

importaciones de gas natural desde todo el mundo y además posee una planta de

regasificación en mejillones con la cual abastecen de gas a sus plantas térmicas generadoras

de energía eléctrica. Junto con esto, E-CL bajo su firma DISTRINOR es dueña del

gaseoducto que alimenta a todo el complejo CODELCO Chuquicamata y Radomiro Tomic.

Contrario a lo que sucede en el sector residencial, el valor de gas natural es transadoen base a la energía consumida. Es así que el contrato actual fija un valor de 18 USD por 1

[MBTU] de gas consumido.



83

Con los valores de estos suministros, se elaboró un cuadro resumen con los costos

asociados de operación para cada uno de los escenarios estudiados con el fin de discriminar

cuál de estos reporta mayores beneficios económicos.

Tabla 12-1: Obtención de Costos de Operación.

% OxígenoConsumo

Combustible[Nm3/h]

ConsumoOxígeno[Nm3/h]

CostoEnergía[USD/h]

CostoOxígeno[USD/h]

Costo total[USD/h]

20,50% 778,8 0,00 USD 439 USD 0 USD 439

30,00% 465,2 453,16 USD 262 USD 42 USD 304

95,00% 301,1 753,36 USD 170 USD 70 USD 240

Figura 12-1: Gráfico de Costos Operacionales del Horno. Preliminar.

Los resultados obtenidos indicaron que, para estas condiciones, es económicamente

conveniente utilizar íntegramente oxígeno técnico ya que contribuye a disminuir el costo de

operación del horno. Esta conclusión es válida aun cuando no se han incluido los costos de

implementación del manejo del oxígeno, ya que la diferencia en el costo del equipamiento

entre enriquecer el aire en un 1% o utilizar sólo oxígeno técnico es marginal.

Con estos resultados, se decidió enfocar el estudio en la implementación de una

solución térmica utilizando 100% Oxígeno Técnico, desechando la idea de utilizar mezclas

de aire enriquecido.

USD 200

USD 250

USD 300

USD 350

USD 400

USD 450

USD 500

0% 20% 40% 60% 80% 100% C

o s t o O p e r a c i ó n a l [ U S D / h r ]

% Oxígeno

Costo Operacional



84

13. CRITERIOS DE DISEÑO: TRENES DEVÁLVULAS DE SEGURIDAD Y CONTROL.

Dentro de los alcances del estudio, se estipuló el diseño de los racks de seguridad y

control para los suministros de Gas Natural y Oxígeno.

Recientemente, la empresa Autoterm S.A. realizó la rehabilitación de los trenes de

gas de los Hornos de refino anódico en la nave de la fundición Chuquicamata. Los trenes,

fueron reconstruidos en su totalidad montando equipos e instrumentación nueva lo cual

permite la utilización del Gas Natural tanto en las toberas como en el quemador de culata.

Dado que estos trenes fueron reconstruidos en base a la ingeniería desarrollada por

Red Cettec a principios del 2000, se realizó una revisión en cuanto al cumplimiento de las

normas actuales y, según eso, se consideraron modificaciones al sistema.

Por otra parte, no existen instalaciones asociadas a la seguridad y control del oxígeno

en la zona de Refino y Moldeo, por lo que el tren de oxígeno debió diseñarse completamente.

Para realizar la revisión y el diseño de estos sistemas, se debió revisar el marco legal,

en donde la normativa vigente dicta los estándares mínimos de seguridad que deben cumplir

este tipo de instalaciones.

Para este tipo de materias, Chile dispone del Decreto Supremo 66 del año 2007, el

que aprueba el “Reglamento de instalaciones Interiores y medidores de Gas”. Este

reglamento establece los requisitos mínimos de seguridad que deberán cumplir las

instalaciones interiores de gas, sean individuales o colectivas, abastecidas a través de una red

-gas de red- o de envases a presión -cilindros- como asimismo sus medidores de gas, que sean

parte integrante de edificios colectivos o casas, de uso residencial, comercial, industrial o

público.

Dentro de las disposiciones generales del decreto, se expresa que la Superintendencia

de Electricidad y Combustibles es el organismo encargado de fiscalizar y supervigilar el

correcto y oportuno cumplimento del reglamento. Se estipula además que toda nueva

instalación o modificación de instalaciones existentes deberán ser declaradas ante el



85

organismo y, además, éstas deben ser proyectadas y ejecutadas por un instalador de Gas

autorizado por la superintendencia.

Si bien el decreto no expresa los criterios mínimos de seguridad a considerar en el

diseño de un rack de válvulas, expresa claramente en el artículo 7° que:

“En caso de uso de tecnologías diferentes a las usadas en el presentereglamento, la Superintendencia podrá aceptar la inscripción de proyectosque las incorporen, siempre que se mantenga el nivel mínimo de seguridadde éste, como asimismo de instrumentación distinta a la señalada en el presente reglamento, siempre que presente características técnicas similareso superiores.Con el propósito de avalar la seguridad de dichos proyectos, los mismosdeberán estar técnicamente respaldados en normas extranjeras pertinentes,internacionalmente reconocidas, entre otras, AGA, ANSI, API, ASME,

ASTM, AWS, AWWA, BS, CGA, DIN, EN, ISO, JIS, NF, NFPA, UL,UNE, UNI o por estudios específicos o técnicos.”

Es así, que para el diseño de los racks de válvulas se utilizó la norma norteamericana

NFPA 86.



86

13.1

NFPA 86 2012 Edition.

La NFPA (“ National Fire Protection Association”) es una organización creada en Estados

Unidos, encargada de crear y mantener las normas y requisitos mínimos para la prevencióncontra incendios, capacitación, instalación y uso de medios de protección contra incendios,

utilizados tanto por bomberos, como por el personal encargado de la seguridad.

Sus estándares, conocidos como “ National Fire Codes”, recomiendan las prácticas

seguras desarrolladas por personal experto en el control de explosiones e incendios. Dado que

la tecnología y los sistemas evolucionan con el tiempo, los códigos son revisados y

publicados cada 3 años, manteniendo al día los criterios de seguridad para las instalaciones.

Dentro de los códigos, el n°86 “Standard for ovens and furnaces”, aplica a hornos,secadores, cámaras de post-combustión, además de cualquier otro recinto cerrado a alta

temperatura usado para el procesamiento de materiales, junto con sus equipos asociados.

La norma, clasifica los hornos según clase. Éstas son:

Clase A: Horno que cuenta con equipos para la utilización de calor, en donde existe

un potencial peligro de explosión o incendio que puede ser ocasionado por la

presencia de vapores inflamables o materiales combustibles procesados o calentados

en el horno. Clase B: Horno que cuenta con equipos para la utilización de calor, en donde el

material calentado no corresponde a material combustible o vapores inflamables.

Clase C: Horno que cuenta con peligros potenciales debido al uso de atmósferas

especiales o inflamables para el tratamiento de materiales en proceso.

Clase D: Horno que es un recipiente a presión que opera bajo vacío durante parte o

todo el ciclo de proceso.

Bajo esta subdivisión, el horno de refino anódico corresponde a un Horno Clase B.

En el capítulo 6 del documento, se describen los lineamientos generales para los sistemas

de calentamiento de hornos. En resumen, el capítulo especifica que:



87

El “Sistema de Calentamiento de Horno” incluye la fuente de calentamiento, las

tuberías asociadas, sistemas auxiliares, generadores de atmósfera y sistemas de

control.

Todos los componentes del sistema de calentamiento del horno y del sistema decontrol deberán estar conectados a tierra.

El capítulo debe aplicarse a los sistemas de calentamiento de hornos con

combustibles gaseosos distribuidos de forma comercial tales como Gas Natural,

Gas Manufacturado, LPG en fase gaseosas y mezclas LPG/Aire. También aplica

a sistemas de Quemadores duales y mixtos.

Los quemadores, las tuberías, válvulas, elementos de control y seguridad, además

de todos los otros componentes auxiliares deberán ser seleccionados para la

aplicación en particular, el tipo y presión de los gases combustibles a utilizar a latemperatura de trabajo.

El diseño del sistema de combustión deberá proveer aire de combustión limpio y

en la cantidad prescrita por el diseño del horno o el fabricante del quemador, para

todo el rango de operación del quemador.

Los productos de combustión no deberán ser mezclados con el aire de

combustión.

En el caso de que el aire de combustión sea suministrado de manera mecánica

(tuberías, soplador), el flujo o la presión de éste deberá ser chequeado yenclavado con las válvulas de seguridad “shut-off ” de manera que el paso de gas

esté impedido previo al chequeo de la presencia de aire de combustión de tal

manera que si existe una falla en el aire de combustión, el suministro de gas será

detenido.

Respecto a las válvulas indica que:

Se deberá instalar una válvula de corte individual para aislar cada equipo del

suministro de gas. Las válvulas “shut-off ” manuales deberán poseer un indicador visual,

permanentemente puesto, que indique la posición de la válvula.



88

Las válvulas de un cuarto de giro con manillas removibles, deberán impedir la

instalación de las manillas de manera perpendicular a la tubería cuando la válvula se

encuentre abierta.

Las manillas deberán permanecer puestas en las válvulas, y deberán estar orientadasrespecto a la válvula de manera que:

-“Válvula Abierta” cuando la manilla se encuentra paralela a la tubería.

-“Válvula Cerrada” cuando la manilla se encuentra perpendicular a la tubería.

Tuberías y conexiones.

Los materiales de las tuberías de suministro de gas deberán seleccionarse de acuerdo

a NFPA 54 “National Fuel Gas Code”.

Las tuberías deberán ser dimensionadas de acuerdo al flujo y presiones requeridas demanera que la llama permanezca estable en todo el rango de trabajo del quemador.

El código exige las condiciones mínimas que deben reunir los equipos para la

operación segura de los sistemas de combustión. Es así, que el código exige los siguientes

equipos:

Tren de Válvulas Gas Natural:

Una válvula de corte manual para la aislación del sistema. Esta válvula debe ser

ubicada de tal forma, que su acceso no sea impedido en caso de fuego o explosión.

Una trampa para sedimentación aguas abajo de la válvula de corte manual para la

aislación y aguas arriba del resto de los equipos.

Un filtro de Gas, aguas abajo de la trampa de sedimentación y aguas arriba del resto

de los equipos del tren.

Una válvula reguladora de presión, para asegurar la presión de suministro constante y

dentro del rango de operación del quemador.

Dos válvulas “Shut-off ” automáticas en serie, con indicación visual de posición para

potencias mayores a 44 [kW]. Además, para potencias mayores a 117 [kW] al menos

una de ellas debe incorporar un “switch proof-of-closure” o “valve proving system”

que confirme eléctricamente el cierre de la válvula.

Las válvulas de control de flujo están permitidas.



89

Figura 13-1: Tipo de Válvula Shut-Off según potencia de trabajo(12).

El código también especifica las consideraciones básicas de diseño para las líneas de

oxígeno. Estas son:

El diseño, materiales de construcción, instalación y pruebas de las cañerías de

suministro de oxígeno deberán realizarse conforme a las secciones aplicables delcódigo ASME B31.3 “Process Piping”.

Se debe considerar una válvula de corte manual para la aislación del tren, de manera

que permita detener el suministro de oxígeno en caso de emergencia. Esta válvula

debe ser ubicada de tal forma, que su acceso no sea impedido en caso de fuego o

explosión.

El oxígeno no debe mezclarse con ningún tipo de combustible, aún en las líneas de

venteo.

El diseño debe evitar las posibles mezclas que puedan ocurrir entre oxígeno ycombustible debido a fugas en válvulas, conexionado de líneas, o fallas de sistema.

La norma indica también los equipos para cumplir con las condiciones mínimas de

seguridad establecidas en el manejo del oxígeno, estos son:

Tren de válvulas Oxígeno.

Filtro de malla fina para Oxígeno.

Doble válvula Shut-off automática en serie con indicador visual de posición para

potencias mayores a 44 [kW].

Presóstato de alta presión, instalado aguas abajo del último regulador de presión,

conectado al circuito de seguridad del sistema.

Presóstato de baja presión, conectado al circuito de seguridad del sistema.

Las válvulas de control de flujo están permitidas.



90

En el caso de los quemadores, éstos deben cumplir requerimientos específicos para reunir

las condiciones mínimas de seguridad exigidas.

Quemadores:

Los quemadores deberán mantener la estabilidad de la llama, sin episodios de

retroceso de llama (“flashback”), para todo el rango de trabajo del quemador.

Los quemadores deberán ser utilizados sólo para el combustible para el cual fueron

diseñados.

Todas las presiones requeridas para la operación de los sistemas de combustión

deberán ser mantenidas dentro de los rangos establecidos.

Los quemadores deberán poseer una fuente de ignición dimensionada y localizada en

una posición que asegure la ignición del piloto o llama principal dentro del tiempo deencendido programado.

Los pilotos deben ser considerados como quemadores, y por tanto, todas las

precauciones del capítulo 6 deben ser tomadas.

Para cámaras de combustión con temperaturas menores a 760°C, se debe

implementar un sistema de supervisión de llama.

Figura 13-2: Esquema típico de instalación de válvulas Shut-Off en un tren deVálvulas(12).



91

13.2

EIGA IGC Doc13/12/E “Oxygen Pipeline And

Piping Systems”.

EIGA (“European Industrial Gases Association”) es una organización de seguridad y

orientación técnica que representa una gran cantidad de empresas europeas y no europeas que

producen y distribuyen gases para servicios industriales, médicos y de alimentación.

Las empresas miembros cooperan estrechamente en materia de seguridad y técnicas

relativas a la producción, transporte, almacenamiento y manejo para lograr el más alto nivel

de seguridad y cuidado del medio ambiente en el manejo de los gases. EIGA también inicia el

desarrollo de normas adecuadas y proporciona medios de normalización con experticia

tecnológica.

EIGA coopera plenamente con todas las Asociaciones Nacionales de Gas y las

Asociaciones regionales de gas industriales de todo el mundo, como AIGA (Singapur),

ANZIGA (Australia / Nueva Zelanda), CGA (EE.UU.), JIMGA (Japón), SACGA

(Sudáfrica), que a su vez son todos los miembros asociados a EIGA.

En el documento IGC (“International Gas Code”) Doc 13/12/E, se establecen las normas

para el diseño y construcción de líneas y sistemas de distribución de Oxígeno.

El alcance de este documento es para las tuberías metálicas de oxígeno, sistemas de

tuberías de distribución y tuberías de oxígeno gaseoso en una planta de separación de aire

exterior a la caja fría. Está limitado al oxígeno gaseoso con un rango de temperatura de entre

-30°C y 200°C, presiones de hasta 21 [MPa] y un punto de rocío de -30°C o menores

dependiendo de las condiciones locales.

El diseño de un sistema de tuberías depende de varios factores que pueden influir entre sí.

El documento detalla los riesgos asociados con los sistemas de oxígeno y la manera en cual

éstos pueden reducirse al mínimo mediante un buen diseño de ingeniería.

Los riesgos y peligros inherentes a la manipulación del oxígeno se pueden ilustrar con

eficacia a través del triángulo de fuego, cual muestra los tres elementos principales para que

ocurra un incendio: Un oxidante, un combustible y una fuente de ignición.



92

Figura 13-3: Triángulo de Fuego para Oxígeno.

En un sistema de oxígeno, el oxígeno en sí es el oxidante y el peligro de incendio del

sistema aumenta con el incremento de la concentración, la presión, temperatura y caudal. Los

combustibles corresponden a los materiales de construcción (metales y no-metales) o

contaminantes potenciales como partículas, aceites o grasas. Las fuentes de ignición comunesa los sistemas de oxígeno incluyen el impacto de partículas, calefacción, compresión,

calentamiento por fricción, y algunos más que se detallarán más adelante.

Dado que cada etapa del triángulo de fuego está presente en un sistema de oxígeno a

un cierto grado en todo momento, un diseño compatible con oxígeno es generalmente aquel

que minimiza la gravedad de cada lado del triángulo de fuego a un nivel tolerable. Por

ejemplo, minimizar los riesgos de incendio podría incluir la reducción de la presión de

oxígeno, temperatura o concentración según sea factible. Reducir al mínimo los riesgos

asociados a los combustibles podría incluir asegurar aleaciones resistentes al fuego que se

utilizan en lugares donde existen mecanismos de ignición activos.

Reducir al mínimo la severidad de los mecanismos de ignición podría incluir el

servicio de limpieza química para reducir el impacto de las partículas junto con el peligro de

combustión que conlleva la presencia de aceites y grasas, la eliminación de la compresión

adiabática, y otros mecanismos.

El documento destaca los principales potenciales mecanismos de ignición.



93

Tabla 13-1: Tipos de mecanismos de Ignición en equipos para servicio en líneas deOxígeno.(13)

Mecanismos deIgnición

Condiciones Factores Contribuyentes

Impacto dePartículas

Presencia de Partículas. Altas Velocidades. Puntos de Impacto.

Densidad, cantidad ycomposición de partículas

presentes. Punto de impacto en el

patrón de flujo Alta caída de presión.

CompresiónAdiabática

Presurización a altavelocidad.

Válvulas de Aperturarápida.

Volumen de gasPresurizado.

Fricción

Mecánica

2 o más superficies encontacto.

Movimiento relativo.

Carga Mecánica. Superficies agripadas.

Alta velocidad y/o carga ensuperficies rugosas.

Altas velocidadesrotacionales, vibraciones.

ImpactoMecánico

Impactos de cargasrepetitivas.

Impacto entre metales yno metales.

Materiales Porosos. Válvulas de cierre rápido. Válvulas “check ” o de

alivio.

IgniciónTérmica

Fuente de calor. Temperatura de ignición

de material contaminante.

Flama Abierta. Humo. Chispas. Fuente de Calor.

Arco Eléctrico Fuente de poder eléctrica. Circuitos sin tierra

Corto-circuito.

Las medidas de control para prevenir los mecanismos de ignición, además de los

descritos en el cuadro, son:

Limpieza química del sistema de tuberías y equipos.

Uso de metales resistentes al fuego.

Uso de no-metales compatibles.

La temperatura de trabajo para el servicio de oxígeno se encuentra limitada. La normaestipula que las temperaturas máximas son función del material del sistema de tuberías:

150°C para tuberías de acero carbono.

200°C para tuberías de acero inoxidable.



94

Además, para el dimensionamiento del sistema y la selección de materiales, se introduce

el concepto de Impacto y los criterios de Presión de Exención y Velocidad de Impacto, los

cuales se encuentran detallados en el documento.

13.2.1

Impacto

El choque o impacto se produce cuando la corriente del flujo cambia de dirección

bruscamente o cuando la presencia de remolinos conduce al impacto de las partículas con las

paredes del sistema. Los sitios de impacto de tubería incluyen:

Tés.

Derivaciones tales como ramales fabricados, “weldolets”, “sockolets” y

“threadolets”. Difusores de perforaciones múltiples y en el cuerpo circundante.

Codos de radio corto (Radio de curvatura < 1,5 D).

Reducciones roscadas y de soquete.

Reducciones (excéntricas y concéntricas) con relaciones mayores a 3/1 en

entrada/salida.

Codos inglete (ángulo de corte de inglete de más de 20°).

Tuberías aguas abajo de una válvula de reductora de presión, hasta una longitud de 8

diámetros de tubería. Válvulas.

Filtros cónicos y tipo Y.

Platos orificios.

Silenciadores.

Vainas.

13.2.2 Presión de Exención.

La presión de exención es la presión máxima a la que un material no está sujeto a

limitaciones de velocidad en atmósferas ricas en oxígeno donde puede ocurrir un choque de

partículas. A presiones por debajo de la presión de exención, la posibilidad de que se

produzca la ignición y propagación del fuego se considera poco probable sobre la base de

mecanismos de ignición enumerados antes. Las presiones de exención de las aleaciones



95

enumeradas se basan en la experiencia de la industria y en las condiciones utilizadas para la

prueba de ignición de combustión según ASTM G124: Método de prueba para determinar el

comportamiento de la combustión de los materiales de ingeniería en atmósferas con oxígeno

enriquecido.

Tabla 13-2: Tabla de Presiones de Exención y espesores mínimos. EIGA IGCDoc13/12/E.(13)

13.2.3 Velocidad de Impacto

La curva de velocidad de impacto se utiliza para el diseño y selección de materiales

de nuevas tuberías, válvulas, equipos y sistemas de tuberías conexos que puedan existir sitios

de impacto. El diseñador debe elegir los metales de acuerdo con la curva de velocidad de

choque y sus presiones de exención. Por debajo de su presión de exención, cualquier metal

puede ser utilizado sin limitación de velocidad. Para presiones de trabajo por encima de la



96

presión de exención, el diseñador debe comprobar que la velocidad se mantiene por debajo de

la curva de velocidad de impacto.

Para velocidades por debajo de la curva de velocidad de impacto, es posible utilizar

acero al carbono, acero inoxidable y otros materiales apropiados. Por encima de la curva de

velocidad de impacto, sólo se podrán utilizar materiales exentos o se deberán tomar medidas

alternativas para mitigar el riesgo.

Los sistemas de tuberías son generalmente hechas de acero al carbono y por lo tanto

es necesario limitar la velocidad del gas a un valor por debajo de la curva de velocidad de

choque. Otras consideraciones también pueden dictar velocidades inferiores, tales como caída

de presión, efecto tampón gaseoso, reducción de ruido, vibraciones, y la necesidad de limitar

la energía cinética.

Figura 13-4: Velocidad de Impacto en función de la presión de servicio.(13)



97

14.

SELECCIÓN DE EQUIPOS.

14.1

Quemador.

La especificación del quemador es el punto de partida para el dimensionamiento del

sistema y selección de los equipos que compondrán los trenes de suministro. Las curvas

características del quemador y la potencia deseada, condicionarán las presiones necesarias de

los suministros a la salida de cada uno de los racks de suministros.

Con los parámetros de combustión ya definidos, tales como el tipo de combustible, la

potencia, el tipo de oxidante y su flujo, fue posible especificar un quemador acorde a las

necesidades del proyecto.

Parámetros de Combustión Establecidos.


Potencia: 3000 [kW] ~10,2 [MBTU]

Comburente: Oxígeno técnico.

Flujo Oxidante: 980 [Nm3/h]

El quemador especificado pertenece a la marca Maxon Corp. una empresa Honeywell

que data de 1916. Maxon posee soluciones integrales para quemadores industriales y equipos

de combustión que incluyen quemadores de Gas, quemadores de Petróleo, Válvulas Shut-off

y Válvulas de control de flujo.

“Oxy-Therm LE Natural Gas Burner, Series 1200”.

Potencia: 1465 a 4400 [kW]; 5 – 15 [MBTU]

“Turndown”: 5:1



98

Tabla 14-1: Información Típica del Quemador. Maxon Corp.

Según las especificaciones técnicas, para la potencia requerida, la llama tendría un

diámetro aproximado de 920 [mm] y un largo teórico de entre 4896 [mm] y 7632 [mm]. El

largo de esta llama (alrededor de un 60% del largo total del horno) resulta adecuado bajo el

criterio de distribuir de mejor manera la radiación de la llama, evitando focos que pudiesen

producir aumentos de temperatura localizados y daños en la cubierta refractaria.

Dentro de las especificaciones del quemador, se encuentran las curvas características

del quemador. Desde estos gráficos es posible determinar las presiones de los suministros

para la potencia requerida.

En este caso, la presión de suministro de oxígeno requerida para 980 [Nm 3/h]

corresponde a 30 [mbar].



99

Figura 14-1: Gráfico de Presión de suministro de Oxígeno en Función del Caudal deOxígeno Requerido. Maxon Corp.

La presión de suministro del Gas Natural oscila entre 34 y 552 [mbar] dependiendo

de la potencia deseada. Para esta aplicación, la presión de suministro de Gas Natural es de

alrededor de 350 [mbar] ~ 5 [psi.g].



100

La especificación del quemador se realizó siguiendo las instrucciones del catálogo.

Según esto:

La serie del quemador corresponde a 1200. Tamaño 00: Sólo para Gas Natural. Combustible: Gas Natural. Block: Alúmina Piloto: No.

Dado lo anterior, la designación del quemador resulta en: OTLE1200-NAO.

Tabla 14-2: Guía para la Designación del Quemador. Maxon Corp.



101

14.2

Tren de Válvulas, seguridad y control Gas Natural.

Dado que el tren de gas natural existe, es nuevo, y se encuentra totalmente operativo, se

decidió realizar ligeras modificaciones que permitiesen su uso para las nuevas condiciones de

operación. Además, la conservación del tren de gas natural aporta flexibilidad al sistema de

combustión del horno, ya que en caso de existir problemas con el suministro de oxígeno u

otro problema de fuerza mayor, bastaría solamente con revertir los cambios propuestos para

volver a posibilitar el uso de un quemador convencional (aire-gas).

Figura 14-2: Tren de válvulas de seguridad. Horno Refino FundiciónChuquicamata.

14.2.1 Válvula de Control.

El rack de gas natural está diseñado para un flujo nominal del 650 [Nm3/h] de gas

natural, con una presión de suministro de 75 [psi.g] a la entrada del rack, una válvula

reguladora de presión intermedia que reduce la presión a 30 [psi.g] para luego obtener una

presión de 8 [psi.g] a la salida de la válvula de control.

Dado que el nuevo quemador requiere una presión de 5[psi.g] y un flujo de

combustible mucho menor, fue necesario especificar una nueva válvula de control para estas

condiciones que fuese compatible con el sistema de tuberías instalado.



102

14.2.2 Criterio de selección general de válvulas de control.

Por lo general, las válvulas de control se especifican de acuerdo a los siguientes aspectos:

Los valores normales y límites de presión que soporta el cuerpo de la válvula.

Dimensionamiento y capacidad de flujo.

Característica del flujo y rango.

Límites de temperatura.

Caída de presión.

Requerimientos de las conexiones de la válvula al sistema de tuberías.

Compatibilidad del material con la aplicación y durabilidad.

Costo y Vida Útil.

Generalmente los proveedores suministran al usuario tablas para la selección de válvulas

en función de la aplicación requerida. En el caso del proveedor Masoneilan, éste entrega un

“software” con el cual es posible dimensionar la válvula requerida.

14.2.3 Características de Flujo.

Un criterio importante en la selección de las válvulas es la característica de flujo que

define la relación caudal-apertura de la válvula de control cuando la caída de presión a través

del equipo se mantiene constante. En forma equivalente, la característica de flujo inherente es

la relación entre el coeficiente de Flujo CV y la apertura.

Las características de flujo típicas son: Lineal, Igual porcentaje, Parabólica y apertura

rápida.

La elección de la característica de flujo tiene influencia en la estabilidad y capacidad

de control debido a la influencia de la ganancia del cuerpo de la válvula en la ganancia global

del sistema de control, es decir una pequeña variación en el sistema de control puede producir

grandes variaciones en el flujo o variaciones casi imperceptibles dependiendo de la

característica de flujo de la válvula. La siguiente figura muestra las distintas características de

flujo de las válvulas comerciales.



103

Figura 14-3: Característica de Flujo según tipo de apertura. Válvula de Control. (14)

En la tabla siguiente se describen algunas recomendaciones para la selección de la

característica de flujo inherente de acuerdo a la variable que se desea controlar y al fluido.

Tabla 14-3: Tipos de Flujo en Válvulas de control recomendados según aplicación (14).

Procesos de Controlde Flujo

Mejor Característica Inherente

Señal de Mediciónde Flujo

Ubicación de la válvulade control en relacióna la medición de flujo

Amplio Rango de FlujoBajo rango de flujo,

Amplio ΔP

Proporcional al FlujoEn serie.

En paralelo

Lineal

Lineal

Igual Porcentaje

Igual Porcentaje

Proporcional alcuadrado del Flujo

En serie.En paralelo.

LinealIgual Porcentaje

Igual PorcentajeIgual Porcentaje



104

14.2.4 Dimensionamiento de válvulas de control.

Una vez seleccionado el tipo de válvula teniendo en cuenta los aspectos anteriores se

debe realizar el dimensionamiento.

La ecuación general de flujo de una válvula de control se obtuvo mediante la

ecuación de Bernoulli con correcciones experimentales.

√

Donde:

= Caudal=Coeficiente de dimensionamiento de la válvula.= Caída de presión (Presión aguas arriba menos Presión aguas abajo). = Densidad relativa.

Dimensionar una válvula significa determinar el diámetro del orificio de manera que

cuando deba circular el caudal normal mínimo y el normal máximo las aperturas se

encuentren en el tramo intermedio de su carrera (entre el 30% y el 70%). La capacidad de

apertura será del 100% para el caudal máximo. Con estas condiciones de cálculo se aseguranla capacidad de regulación y rangos adecuados.

Para fijar el salto de presión requerido en la válvula de control, existen dos situaciones:

a)

La válvula se instalará en una línea de presión existente. Utilizando el teorema de

Bernoulli se puede conocer la distribución de presiones en la línea donde se montará

la válvula. Se deben considerar las pérdidas en equipos y accesorios.

b)

La válvula se especificará para una línea nueva, en la que se deben especificar

todos los sistemas. Un criterio heurístico propone que se establezca el 50% de lacaída de presión en la línea sin válvula.

En este caso, para especificar una nueva válvula de control, se utilizó el “software”

ValSpeQ de Masoneilan. La metodología de trabajo consiste en especificar una válvula



105

candidata e introducir los parámetros de trabajo. Posteriormente se realiza el cálculo y se

revisa que los parámetros se encuentren dentro de lo permisivo.

Fluido: Gas Natural.

Flujo Mínimo: 200 [Nm3/h]

Flujo Nominal: 390 [Nm3/h]

Flujo Máximo 500 [Nm3/h]

Presión de entrada: 30 [psi.g]

Presión de salida: 5 [psi.g]

La válvula candidata ingresada al sistema, corresponde a una Masoneilan Camflex II, de

1,5” de diámetro con CV=13,2. Los resultados entregados por el software se muestran a

continuación.

Figura 14-4: Memoria de Cálculo Válvula de Control Gas Natural.



106

De acuerdo a los resultados entregados por el software, la válvula candidata es

apropiada para las nuevas condiciones de trabajo. Para los flujos ingresados, el porcentaje de

apertura varía de entre 37,46% a 84,47%, es decir, dentro de los rangos recomendados.

Figura 14-5: Válvula de Control Masoneilan Camflex II.

Finalmente, la especificación de la válvula corresponde a:

Marca: Masoneilan

Serie: 35002 Camflex II

Tipo: Rotary Control Valve, Linear.

Diámetro: 1 ½”, Unión por flanges ANSI Clase 150 (260 Psi max. @93°C)

Material: Acero Carbono

Material asiento: Metálico

Diámetro Orificio: 19,1 [mm]

CV Nominal: 13,2

Denominación: 35-35212



107

14.3

Tren de válvulas, seguridad y control Oxígeno.

El dimensionamiento del tren de seguridad y control para el suministro del oxígeno,

comenzó definiendo el diámetro y material de las tuberías a utilizar.

14.3.1 Especificación de Tuberías.

Económicamente, el uso de tuberías de acero carbono es ideal dado el bajo costo de

éstas en comparación con las aleaciones de acero inoxidable. Sin embargo, la posibilidad de

utilizar tuberías de acero carbono pasa necesariamente por utilizar el criterio de Velocidad de

Impacto y, de esa forma, determinar el diámetro adecuado.

El flujo de oxígeno nominal es de 970 [Nm3/h], con una presión de suministro de 1,8[bar] como mínimo y una temperatura media de 20°C. Con estos datos se determinó el flujo

real de oxígeno:

La presión máxima del suministro de oxígeno antes de llegar al tren de válvulas es de

3,2 [bar], lo que se traduce a una presión absoluta de 0,421 [MPa]. Con ese valor se revisó el

gráfico de Velocidad de Impacto para obtener la velocidad máxima de diseño.

Figura 14-6: Velocidad de Impacto para presión de servicio de 0,4 [MPa].



108

Del gráfico se obtuvo una velocidad máxima de 30 [m/s].

Posteriormente, se iteró en busca del diámetro de tubería de acero carbono quecumpliese con el criterio de velocidad establecido.

Tabla 14-4: Dimensiones Nominales de Cañerías. Detalle NPS 3.

Según esto, el diámetro correcto para la utilización de Acero Carbono corresponde a

3” Schedule 40.

El paso siguiente, fue especificar los equipos más importantes que componen el rack de

seguridad y control de oxígeno, tales como:

Reguladores de Presión

Válvulas Shut-Off

Válvula de control.

La instrumentación asociada tales como presóstatos, medidores de flujo, sensores y

transmisores de presión, sensores y transmisores de temperatura y PLC no forman parte delalcance de este estudio y por tanto no serán especificados.



109

14.3.2

Válvula Reguladora de Presión.

Es conocido que el suministro de oxígeno, proveniente desde la planta generadora,

sufre algunas oscilaciones respecto a la presión nominal de trabajo. Esto se debe en gran

medida a los distintos puntos de consumo dentro de la fundición.

Las presiones de trabajo conocidas son:

Presión mínima: 1,8 [bar.g] ~ 25 [psi.g]

Presión Nominal: 2,2 [bar.g] ~ 30 [psi.g]

Presión Máxima: 3,2 [bar.g] ~ 45 [psi.g]

Como se determinó anteriormente, el quemador propuesto requiere una presión de 30

[mbar.g] (~ 0,5 [psi.g]) en la alimentación del oxígeno para alcanzar el flujo requerido.

Este requerimiento, fija la presión requerida a la salida del rack de control, mientras que

las presiones de suministro fijan las condiciones a la entrada.

Dada la caída de presión requerida en el rack (44,5 [psi.g] como máximo) fue

necesario especificar una válvula reguladora de presión que elimine las oscilaciones de

presión en el rack y con ello los efectos indeseados que puedan suceder sobre el control

del flujo.

El proveedor seleccionado para este tipo de válvulas, corresponde a las válvulas

Fisher de Emerson Process Management. Emerson, posee un catálogo en línea desde el

cual es posible elegir un modelo de válvula que cumpla con las especificaciones básicas

deseadas, tales como fluido de servicio y presión de salida. En este caso, la exigencia más

relevante fue la de especificar una válvula compatible con el servicio de oxígeno.



110

Tabla 14-5: Guía para la selección de válvula regulador Fisher, según presión detrabajo y aplicación. Catálogo Fisher.

Del catálogo se desprendió que la válvula adecuada para la operación, corresponde a

la serie 1098-EGR.



111

Figura 14-7: Válvula reguladora de Presión Fisher. Boletín Técnico.

La válvula serie 1098-EGR puede ser suministrada en acero inoxidable para servicio de

oxígeno, tolera una presión máxima de servicio de 400 [psi.g] a la entrada y, además, puede

regular la presión de salida en un rango que oscila entre 14” de columna de agua y 300[psi.g].

La especificación de la válvula reguladora se basa en 3 aspectos fundamentales:

Material constructivo.

Especificación del resorte para la regulación de presión.

Selección del diámetro adecuado en función del caudal requerido.

La selección del diámetro adecuado pudo hacerse consultando el documento deespecificaciones técnicas de la válvula. El documento entrega los valores de caudales para

Gas Natural en miles de SCHF (Pies cúbicos estándar por hora) o miles de [Nm3/h]. Dado

que existe la posibilidad de utilizar la válvula para el servicio en otro tipo de fluido, el



112

documento explica la forma de transformar los valores de la tabla en función del fluido

deseado.

La metodología para transformar los valores al servicio con oxígeno, se trata de

multiplicar los valores de la tabla por 0,775 y dividirlos por el cuadrado de la gravedad

específica del fluido deseado.

Gravedad específica del Oxígeno: 1,1095

Para ingresar a la tabla, se utilizó la presión de oxígeno mínima con el fin de satisfacer el

caudal nominal de oxígeno en la condición más desfavorable.

Tabla 14-6: Capacidades de Flujo. Válvula Reguladora.

Al realizar la conversión se obtuvo:

Por tanto, la válvula reguladora de presión en 2” satisface el caudal nominal de

oxígeno requerido.



113

La selección del resorte adecuado se realizó en función de la presión de salida

deseada. La presión fue fijada en 15 [psi.g] de manera de cumplir con los criterios heurísticos

para la posterior selección de la válvula de control.

Tabla 14-7: Selección de Resorte Adecuado.

La selección del diafragma está ligada directamente a la temperatura de operación de

la válvula. En este caso se seleccionó Nitrilo (NBR) el cual tiene una capacidad de operación

de entre -29°C a 82°C.

Finalmente, tanto el cuerpo de la válvula como el asiento y el “ plug” fueron

seleccionados de acero inoxidable debido la atmósfera corrosiva que genera la operación con

oxígeno.

14.3.3 Válvula de Control.

La especificación de la válvula de control para el servicio de oxígeno es similar a lo

realizado anteriormente con la válvula de control del tren de Gas Natural.

Los requerimientos para esta válvula de control son:

Flujo Mínimo: 500 [Nm3/h].

Flujo Nominal: 980 [Nm3/h].

Flujo Máximo: 1250 [Nm3/h].

Presión entrada: 15 [psi.g].

Presión de salida: 0,5 [psi.g]

Además, la válvula debe ser resistente para el ambiente corrosivo que conlleva el servicio

de oxígeno por lo que se preferirá la construcción del “ plug” y asiento en acero inoxidable.

Para la especificación, se utilizó el “software” Masoneilan ValSpeQ y se utilizó como

candidata una válvula de la serie 35002 Camflex II.



114

Figura 14-8: Memoria de Cálculo Válvula de Control para Oxígeno.Programa ValSpeQ.

Los resultados arrojados por el software, indican que una válvula de la serie 35002,

con cuerpo de acero Inoxidable 316L, diámetro de 3” y con CV nominal 81, es apropiada

para el servicio.

Según lo anterior, la especificación de la válvula es:

Marca: Masoneilan

Serie: 35002 Camflex II

Tipo: Rotary Control Valve, Linear.

Diámetro: 3”, Unión por flanges ANSI Clase 150 (260 Psi max. @93°C)

Material: Acero Inoxidable (316L)

Material asiento: Acero Inoxidable (316L)

Diámetro Orificio: 47,6 [mm]

CV Nominal: 81

Denominación: 35-35212



115

14.3.4

Válvulas “Shut-Off ”.

Finalmente, se especificaron las válvulas “shut-off ” necesarias para el servicio de

oxígeno.

Las válvulas “Shut-off ” corresponden a válvulas de cierre de seguridad automáticas

de emergencia, son de carácter normal cerradas de activación por solenoide y diseñadas para

asegurar el corte total del suministro del fluido en caso de emergencia o de fallas en el

sistema. En caso de cierre, la apertura de la válvula puede realizarse de forma manual

(palanca), electro-mecánica (solenoide) o electro-neumática (solenoide y actuador)

dependiendo del diseño de la válvula.

En el caso de disparo de las válvulas con apertura manual, un solenoide liberarápidamente el resorte que cierra la válvula por medio del vástago, el flujo se detiene

rápidamente y un indicador visual (y/o switch) advierte al operador que el circuito eléctrico

se ha abierto por un fallo en algún lugar del sistema. Cuando el fallo del sistema se ha

corregido de manera que el circuito se cierra de nuevo, es posible abrir la válvula por medio

de la acción de la palanca de mano. Sin embargo, si el fallo del sistema no ha sido corregido

satisfactoriamente, el circuito permanecerá abierto y la válvula permanecerá cerrada aún

incluso después de mover la palanca, debido a que el vástago de la válvula permanece

desacoplado de la palanca.



116

Figura 14-9: Detalles constructivos. Válvula “Shut-Off ” Maxon.

En el caso de las válvulas electro-mecánicas, el mecanismo de disparo es idéntico al

de las válvulas con apertura manual. La diferencia radica en que la apertura de la válvula serealiza por medio del solenoide, es decir, electro-mecánicamente.

Las válvulas “Shut-off ” electro-neumáticas se diferencian en la fuente de energía que

mantiene el resorte comprimido, y por tanto, la válvula abierta. En ellas, una pequeña electro-

válvula piloto utiliza la presión del Aire de Instrumentación para mantener el resorte

comprimido por medio de un actuador neumático. En caso de falla, la electroválvula piloto

detiene el suministro de aire y la válvula cierra.

Una válvula “Shut-Off ” de debe ser a prueba de fallos y debe cerrar caso de que se

detecte cualquier tipo de falla o parámetro anormal en algún elemento del sistema de control.

Según la norma NFPA 86 las válvulas shut-off de oxígeno, para potencias superiores

a 44 [kW], deben estar dotadas de una indicación visual acerca de su estado.



117

La serie 8000 de Maxon, corresponde a válvulas “Shut-Off ” electro-neumáticas, con

hasta 100.000 ciclos de trabajo antes de la primera falla. Las válvulas “Shut-off ” Maxon son

reconocidas en la industria por sus asientos metal-metal de bajo desgaste que proveen un

cierre hermético.

Figura 14-10: Válvula Shut-Off Maxon Serie 8000.

La serie 8000 es compatible con el servicio de oxígeno, y dentro de las

especificaciones técnicas se incluye la tabla siguiente con los materiales recomendados para

el servicio.



118

Tabla 14-8: Materiales Sugeridos en función del fluido de servicio.



119

Los códigos de opciones para materiales corresponden a la imagen siguiente:

Tabla 14-9: Guía para la Designación y Materiales. Válvula “Shut-Off ”.



120

Tabla 14-10: Detalle Materiales Constructivos. Válvula “Shut-Off ”.

El tamaño de la válvula se selecciona de acuerdo a las pérdidas de carga que genera yal sistema de cañerías especificado. Un criterio heurístico para la selección del diámetro, es

que la caída de presión en la válvula shut-off no sea mayor al 10% de la presión de entrada.

Además, en este caso, se requiere que la válvula sea conectada por medio de flanges norma

ANSI Clase 150.

El coeficiente de flujo inherente de la válvula, las opciones de conexión, los

materiales de construcción y la presión máxima de operación, vienen dados por la tabla a

continuación.



121

Tabla 14-11: Tamaños de Válvulas “Shut-Off ” y Características.

Utilizando el software ValSpeQ, se determinó que una válvula de diámetro nominal 3

[in] para el servicio de oxígeno requerido, con caudales entre [500 Nm3/h] y 1250 [Nm3/h],

con CV nominal de 423, genera pérdidas de presión de 0,1 [psi.g] como máximo, resultando

ideal para las condiciones de diseño.



122

Figura 14-11: Memoria de Cálculo pérdidas de carga. Válvula “Shut-Off ” Oxígeno.

Además, se debió especificar el tipo de protección eléctrica y contra explosión

requerido.

14.3.4.1

Áreas Peligrosas (“Hazardous Areas”).

El Código Eléctrico Nacional de EE.UU. (NEC) define zonas peligrosas como las

áreas donde el fuego o explosión pueden existir debido a los gases o vapores inflamables,

líquidos inflamables, polvo combustible o fibras inflamables o partículas.

Una parte sustancial de la NEC está dedicado a la discusión de los lugares peligrosos.

Eso es porque el equipo eléctrico puede convertirse en una fuente de ignición en estas zonasinestables. Los autores de la NEC desarrollaron un método abreviado para la descripción de

lugares considerados peligrosos. Los lugares peligrosos se clasifican en tres formas: tipo,

condición, y la naturaleza.

La siguiente tabla resume las diferentes ubicaciones peligrosas (clasificadas).



123

Tabla 14-12: Clases, Grupos y Divisiones de Áreas Peligrosas. NEC.

En este caso, el área de trabajo de la válvula corresponde a la Clase I (Combustibles)

División 2.

Finalmente, el código de denominación de las válvulas Shut-off requeridas para el

servicio corresponde a:

300C8012-BC25-G0B52.



124

15.

P&ID.

Un diagrama de tuberías e instrumentación (DTI), más conocido por su nombre en inglés

“piping and instrumentation diagram” (P&ID) es un diagrama que muestra el flujo de proceso

en las tuberías y equipos instalados.

Un P&ID está definido como:

Un diagrama que muestra la interconexión de los equipos del proceso e

instrumentos utilizados para controlar el proceso. Generalmente, los símbolos

están basados en la norma ISA S5.1 de la “International Society of

Automation”. El principal esquema utilizado para la instalación de un proceso de control del

sistema.

El P&ID desempeña un papel relevante en el entendimiento y modificación de los

procesos que describen. Es fundamental para representar la secuencia física de los equipos así

como su sistema de interconexión.

En el desarrollo, el esquema propone la base del diseño del sistema de control, lo que

permite realizar un estudio detallado de los peligros en la operación.

Debido a los alcances de este trabajo, el P&ID estará mayormente enfocado a la

disposición física de los equipos principales de control, de acuerdo a los criterios de las

normas anteriormente expuestas.

El P&ID del sistema se encuentra en el Anexo B de este documento.



125

16. ANÁLISIS ECONÓMICO DELPROYECTO.

Dentro de los alcances de este trabajo, se incluyó también el análisis económico del

proyecto.

Dado que CODELCO División Chuquicamata suele subcontratar este tipo de proyectos,

el costo de Inversión inherente a este proyecto no corresponde solamente al costo de los

equipos, sino que también debió considerarse el costo de los servicios de ingeniería básica y

de detalles, la fabricación de los trenes de válvulas de los suministros, los servicios asociados

al montaje de los sistemas, la configuración y puesta en marcha de los equipos, y finalmente

la capacitación a nivel de operadores.

Debido a que los valores económicos de venta de equipos, ingeniería y servicios

corresponden a información de carácter sensible, se procedió a realizar los cálculos con un

costo global estimado, procedente de proyectos con alcances similares ejecutados en la

fundición Chuquicamata.

Tabla 16-1: Servicios Considerados en el Costo del Proyecto.

Item Descripción

1 Suministro de Equipos e Instrumentos2 Suministro Quemador Oxi-Gas

3 HH Ingeniería de Detalles

4 Fabricación Pipe Racks

5 HH Asesoría de Montaje, Puesta en Marcha y Capacitación

6 Montaje de Sistemas (Por Terceros)

Costo Total: USD 430.000

El siguiente paso consistió en el cálculo de los indicadores económicos adecuados,

que permitiesen comparar económicamente la implementación del proyecto respecto a laoperación convencional.

Dado que no existen ingresos económicos reales en este proyecto, es posible realizar

un análisis detallando los egresos de cada una de las opciones, seguido de un análisis del

Costo Anual Equivalente.



126

Los parámetros relevantes para el estudio, corresponden al precio de los combustibles

(Fuel Oil #6, Gas Natural), el precio del Oxígeno, y el porcentaje de uso anual del quemador

de culata del horno.

Precio Gas Natural: 18 [USD/MBTU]

Precio Oxígeno: 65 [USD/Ton]

Precio Fuel Oil 6#: 687 [USD/m3]

En este caso, se consideró que los precios de los suministros (combustibles y oxidantes)

se mantendrán sin variación durante el horizonte de evaluación del proyecto (5 años).

Para obtener el porcentaje de uso anual del quemador de culata, se procedió a calcular las

horas de trabajo respecto al consumo nominal y el consumo total de Fuel Oil # 6 del año2012.

Consumo año 2012: 2.082.876.1 [l]

Consumo Nominal: 360 [l/h]

Horas de funcionamiento estimadas: 5785,77

Porcentaje de uso anual: 66%

Ha trascendido que, para algunos proyectos, CODELCO utiliza una tasa de descuento del

8%. Para el caso de este proyecto, se exigió una tasa de descuento del 10%.

Con toda esta información, se procedió a realizar los cálculos de costos de operación en

cada uno de los escenarios posibles, esto es: Operación convencional con Fuel Oil #6,

Operación convencional con Gas Natural y Operación con Oxígeno-Gas Natural.

Tabla 16-2: Costo total Anual en función del Tipo de Operación.

Tipo deOperación

Costo AnualCombustible

[USD]

Costo AnualOxígeno [USD]

Costo totalAnual [USD]

FO#6/Aire $ 1.430.936 $ - $ 1.430.936

GN/Aire $ 2.538.048 $ - $ 2.538.048

GN/Oxígeno $ 981.068 $ 404.209 $ 1.385.277



127

Las inversiones necesarias para la implementación de los sistemas corresponden a los

siguientes valores:

Fuel Oil #6 / Aire: USD 0 (Sistema en funcionamiento)

Gas Natural / Aire: USD 50.000 (Reposición de accesorios y conexiones

flexibles)

Gas Natural / Oxígeno: USD 430.000

Tabla 16-3: Costos Operacionales Anuales.

Tipo deOperación

Año 0 Año 1 Año 2 Año 3 Año 4 Año 5

FO#6/Aire $ - -$ 1.430.936 -$ 1.430.936 -$ 1.430.936 -$ 1.430.936 -$ 1.430.936

GN/Aire -$ 50.000 -$ 2.538.048 -$ 2.538.048 -$ 2.538.048 -$ 2.538.048 -$ 2.538.048

GN/Oxígeno -$ 430.000 -$ 1.385.277 -$ 1.385.277 -$ 1.385.277 -$ 1.385.277 -$ 1.385.277

Luego de actualizar los valores según la tasa de descuento de 10%, se obtuvo el

Costo Anual Uniforme Equivalente (CAUE) para cada una de las alternativas.

Tabla 16-4: Valor Presente de Alternativas.

Valor Presente Alternativas(Tasa descuento 10%)

FO#6/Aire -$ 5.424.372

GN/Aire -$ 9.672.297 GN/Oxígeno -$ 5.681.289

Tabla 16-5: Costo Anual Equivalente Alternativas.

CAUE Alternativas(Tasa descuento 10%)

FO#6/Aire -$ 1.430.936

GN/Aire -$ 2.551.237

GN/Oxígeno -$ 1.498.710

Los resultados obtenidos señalan que la forma más económica de operar un Horno de

Refino Anódico es mediante el uso de Fuel Oil #6 y Aire, es decir, tal cual como lo hacen

actualmente.



128

Debido a la contingencia medioambiental y la consiguiente necesidad de reducir las

emisiones de azufre, es altamente probable que la gerencia de la fundición decida utilizar Gas

Natural como combustible. En ese caso, el análisis económico realizado indica que resulta

más conveniente integrar la tecnología Oxi-Gas para disminuir los costos de operación conlos precios de suministros que hoy se manejan.

Un análisis más detallado indicó que la conveniencia económica de la

implementación de la tecnología Oxi-Gas, frente a la operación convencional, es altamente

robusta frente a la variación de los precios de los suministros.

En el siguiente gráfico se observa el comportamiento analizado del costo anual de

operación en función del precio de compra del Gas Natural, para un precio de Oxígeno fijo.

Figura 16-1: Sensibilidad de Alternativas en función del precio del GasNatural.

Del gráfico se desprendió que, para un precio de Oxígeno fijado en 65 [USD/ton], el

uso de la tecnología Oxi-Gas es siempre atractivo mientras el valor del Gas Natural seencuentre por sobre los 4 [USD/MBTU].

Al analizar la situación inversa, congelando el precio de suministro de Gas Natural en

18 [USD/MTBU], la tecnología Oxi-Gas es conveniente siempre y cuando el precio por

tonelada de Oxígeno utilizada sea menor a USD 250. La probabilidad de ocurrencia de este

$ -

$ 500.000

$ 1.000.000

$ 1.500.000

$ 2.000.000

$ 2.500.000

0 5 10 15 20

C o s t o

O p e r a c i ó n A n u a l [ U S D ]

Valor GN [USD/MBTU]

Sensibilidad de Alternativas

GN/Oxígeno

GN/Aire



129

escenario es muy baja, dado que implicaría cuadruplicar el costo actual del suministro de

Oxígeno.

Figura 16-2: Sensibilidad de Alternativas según el precio del Oxígeno.

$ 500.000

$ 1.000.000

$ 1.500.000

$ 2.000.000

$ 2.500.000

$ 3.000.000

0 50 100 150 200 250 300

C o s t o O p e r a c i ó n A n u a l [ U S D ]

Valor Oxígeno [USD/ton]

Sensibilidad de Alternativas

GN/Oxígeno

GN/Aire



130

17.

CONCLUSIONES.

Los resultados obtenidos luego del análisis termodinámico en el funcionamiento de un

Horno de Refino de la Fundición CODELCO Chuquicamata, sugieren que la implementación

de la tecnología de combustión Oxígeno-Gas representa grandes oportunidades en el ahorro

de combustible y en la reducción de las emisiones contaminantes, como el dióxido de azufre,

y gases de efecto invernadero tal como el dióxido de carbono.

Además, el balance de energía sugiere que aún existen grandes posibilidades de aumentar

la eficiencia térmica del proceso con solamente realizar algunas modificaciones en los

Hornos de Refino Anódico. Por ejemplo, la inclusión de una tapa en la boca de carga podría

disminuir, en gran parte, las pérdidas de calor (del orden de un 30%) que allí se producen.

Esta modificación, además de beneficiar la eficiencia térmica del proceso, representa una

mejora en los estándares de seguridad para la operación de este tipo de hornos evitando la

proyección de material incandescente.

Si bien, la idea de utilizar tecnología Oxígeno-Gas para la combustión de estos hornos no

es nueva y se encuentra probada, existen temores respecto al posible impacto que pudiese

ocasionar sobre la campaña de la cubierta interior de ladrillos refractarios. En este aspecto,

los modelos desarrollados sólo pronostican una leve alza en las temperaturas de paredes

internas y en la temperatura de los gases al interior de la cámara, lo cual no representa

cambios significativos respecto a la operación actual. No obstante, a la hora de instalar el

nuevo quemador Oxígeno-Gas, es importante cuidar al máximo la orientación de éste junto,

de manera que se eviten los posibles focos de alta temperatura y el desgaste prematuro de la

cubierta refractaria al interior de la cámara.

Las normas aplicadas a este proyecto, NFPA 86 y EIGA IGC Doc13/12/E, son de

carácter normativo y sus aplicaciones resultan esenciales al momento de realizar el diseño y

dimensionamiento de los sistemas sobre una base segura y probada.

El análisis económico indica que la incorporación de la tecnología Oxígeno-Gas es

económicamente más atractivo al reportar menores costos de operación respecto a la

operación convencional Aire-Gas Natural. Con los precios actuales, la tecnología Oxígeno-

Gas reporta alrededor de un 41% de ahorro frente a la operación convencional Aire-Gas en



131

un horizonte de 5 años. Estos resultados indican que el proyecto es de bajo riesgo económico

y su rentabilidad está en gran parte asegurada a pesar de las posibles variaciones de los

precios de los suministros, tanto del Gas Natural como del Oxígeno al interior del complejo

CODELCO Chuquicamata.



132

18.

REFERENCIAS.

1. ÇENGEL, Yunus A. y BOLES, Michael A. Thermodynamics: An Engineering Approach.7th Edition. Boston : McGraw-Hill, 2010. pág. 2010.

2. ÇENGEL, Yunus A., CIMBALA, John M. y TURNER, Robert H. Fundamentals of

Thermal-Fluid Sciences. 4ta Edición. Boston : McGraw-Hill, 2012. pág. 1083.

3. MODEST, Michael F. Radiative Heat Transfer. 2nd Edition. Boston : Academic Press,

2013. 822.

4. HOWELL, John R. A Catalog for Radiation Heat Transfer Configuration Factors. [En

línea] 2013. [Citado el: 10 de Julio de 2013.] http://www.engr.uky.edu/rtl/Catalog/.

5. HOTTEL, H. C. y SAROFIM, A. F. Radiative Transfer. New York : McGraw-Hill, 1967.

pág. 520.

6. SAFE, Paykan. Smelter Off-Gas Heat Recovery. Expomin. [En línea] Abril de 2010.

[Citado el: 13 de Marzo de 2013.]

<http://www.m2r2.expomin.cl/material_presentaciones/Workshop%20M2R2_Expomin%202

010/2_Presentaciones_Presentations/15%20Abril/Panel%20III_Technologies/Paykan%20Saf

e_Worley%20Parsons.pdf>.

7. MARKS, Lionel S. Manual del Ingeniero Mecánico. 9na Edición. México : McGraw-Hill,

1995. Vol. 1.

8. WAGNER, Walter. Heat Transfer Practice with Organic Media. 2da Edición. Oxford :

Begell House Publishers, 1997. p. 664.

9. BAUKAL, Charles E. Oxygen-Enhanced Combustion. 1era Edición. Florida : CRC Press,

1998. pág. 356.

10. CONGRESO Binacional de Metalurgia y Materiales. Estudio de la correlación entre las

termografías y espesor de revestimientos refractarios en Hornos y Convertidores de Cobre de

la Fundición y Refinería Enami-Ventanas.. La Serena : s.n., 2004. pág. 6.



133

11. NATIONAL Fire Protection Association. NFPA 86 Standard for Ovens and Furnaces.

2012. pág. 146.

12. IEGA. Oxygen Pipeline and Piping Systems. Bruselas : s.n., 2012.

13. VIGNONI, Jose Roberto. [En línea] 2005. [Citado el: 21 de Mayo de 2013.]

<http://www.ing.unlp.edu.ar/electrotecnia/procesos/apuntes/Valvulas_de_control.pdf>.



134

19.

ANEXOS.

19.1

Programación del Problema.



19.2

Plano P&ID

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