UNIVERSIDAD DE COSTA RICA FACULTAD DE ...repositorio.sibdi.ucr.ac.cr:8080/jspui/bitstream/...Para...

UNIVERSIDAD DE COSTA RICA

FACULTAD DE INGENIERÍA

ESCUELA DE INGENIERÍA QUÍMICA

PREFACTIBILIDAD TÉCNICA Y ECONÓMICA PARA LA SUSTITUCIÓN DEL COMBUSTIBLE DE CARBÓN A PETCOKE EN EL SISTEMA DE

MOLIENDA DE PUZOLANA DE UNA PLANTA DE CEMENTO

PROYECTO DE GRADUACIÓN SOMETIDO A LA CONSIDERACIÓN DE LA ESCUELA DE INGENIERÍA QUÍMICA COMO REQUISITO FINAL PARA OPTAR AL GRADO DE

LICENCIATURA EN INGENIERÍA QUÍMICA

KENDAL BLANCO SALAS

CIUDAD UNIVERSITARIA RODRIGO FACIO BRENES

SAN JOSÉ, COSTA RICA

2013

Proyecto de Graduación presentado ante la Escuela de Ingeniería Química de la Universidad de Costa Rica como requisito final para optar al grado de Licenciado en

Ingeniería Química.

Sustentante:

Aprobado por:

olinaCóq

Lector

Ing. Silvia Pérez Vargas Lectora

Ing. Roberto Coto Rojas Lector

Kendal Blanco Salas

COMITÉ ASESOR

Presidente del tribunal examinador

CIUDAD UNIVERSITARIA RODRIGO FACIO BRENES

NOVIEMBRE, 2013

lll

v

DEDICATORIA

A mi madre, Sara, a quien le debo todo lo que soy.

A mi padre, Wilfrido, por su infinito apoyo y su respaldo en todas mis ocurrencias.

vii

AGRADECIMIENTOS

A mis hermanos, Cinthia y Allan, por ser un ejemplo en mi vida.

A todo el personal de Holcim, quienes me incorporaron como uno más de la empresa, a los

Ingenieros Santiago Ureña y Mario Mena, pero especial mención al M.Sc, Adrián Morales

quien más que un jefe fue el principal colaborador en este proyecto, un verdadero guía y

profesor.

Al M.Sc. Adolfo Ulate por su gran colaboración durante la concepción de este proyecto.

Al Ing.Manuel Molina por su gran ayuda como profesor y como director de este proyecto.

A Maryan Solano quien me recibió en la Escuela durante todos estos años y soportó tantas

molestias.

A mis compañeros y en especial a los que se convirtieron en mis amigos, sin ellos la

conclusión de mis estudios y el éxito de este proyecto no fueran posibles.

ix

RESUMEN

El objetivo de este proyecto fue realizar un estudio de prefactibilidad técnica y económica

para la sustitución del combustible de carbón a petcoke en el sistema de molienda de

puzolana en la planta de cemento de Holcim Costa Rica en Cartago.

Para llevar a cabo el análisis, fue necesario realizar la medición de los diferentes flujos,

temperaturas y presiones a través del generador de gases y en otros puntos del sistema de

molienda que deben ser tomados en cuenta. Se plantearon las modificaciones necesarias

para llevar a cabo exitosamente la sustitución, además, se realizó la ingeniería preliminar

requerida. También se obtuvieron datos de costos de combustibles y materiales requeridos

para efectuar una primera evaluación económica en donde se incluye un estudio de

rentabilidad y sensibilización de costos.

Para poder implementar el cambio se determinó que es necesario aumentar el impulso de la

llama de 4,5 N/MW a 6,2 N/MW aumentando la presión del flujo de aire. También al

estudiar el tiempo de residencia se observó que debe aumentar de 3,12 segundos a 4

segundos, esto se logra con un aumento máximo en la altura del cuerpo de la estufa de 2,07

metros, el costo de las modificaciones es de 181 mil dólares y los beneficios de 178 mil

dólares lo que equivale a una rentabilidad del 98% y un período de recuperación de la

inversión incremental de 1,02 años, aunque este podría estar entre 0,85 y 1,28 años

dependiendo del escenario.

Se recomienda realizar una prueba de petcoke y carbón combinados en diferentes

proporciones y así como estudiar el comportamiento del sistema, en este trabajo se planteó

el diseño de la prueba.

xi

ÍNDICE GENERAL COMITÉ ASESOR ............................................................................................................... iii

DEDICATORIA ..................................................................................................................... v

AGRADECIMIENTOS ........................................................................................................ vii

RESUMEN ............................................................................................................................ ix

ÍNDICE GENERAL .............................................................................................................. xi

ÍNDICE DE CUADROS ...................................................................................................... xv

ÍNDICE DE FIGURAS ....................................................................................................... xxi

CAPÍTULO 1 ......................................................................................................................... 1

INTRODUCCIÓN .................................................................................................................. 1

CAPÍTULO 2 ......................................................................................................................... 3

GENERALIDADES SOBRE FABRICACIÓN DE CEMENTO Y PROCESOS DE COMBUSTIÓN ASOCIADOS .............................................................................................. 3

2.1. Fabricación de cemento. .............................................................................................. 3 2.1.1. Pre-homogenización de materias primas y preparación del crudo. .................... 4 2.1.2. Formación de clínker. ......................................................................................... 5 2.1.3. Molienda de cemento.......................................................................................... 6

2.2. Molienda y pre-molienda de cemento. ................................................................... 7 2.2.1. Procesos de molienda (tipos de molinos). .......................................................... 7 2.2.2. Materiales que requieren reducción de tamaño (molienda).............................. 10

2.3. Operación del molino vertical de rodillos ............................................................ 13 2.3.1. Alimentación de material al molino. ................................................................ 14 2.3.2. Sistema de alimentación al molino. .................................................................. 15 2.3.3. Chute de alimentación al molino. ..................................................................... 15 2.3.4. Mesa de molienda. ............................................................................................ 15 2.3.5. Anillo Louvre y rechazos. ................................................................................ 15 2.3.6. Flujo de gas. ...................................................................................................... 15 2.3.7. Separador. ......................................................................................................... 16 2.3.8. Despolvamiento. ............................................................................................... 16 2.3.9. Recirculación externa. ...................................................................................... 16 2.3.10. Procesos de un MVR. ................................................................................... 17 2.3.11. Ventajas del uso de MVR ............................................................................. 18

2.4. Operación y elementos del generador vertical de gases calientes (HGG) ............ 19 2.4.1. Cámara de combustión ..................................................................................... 19 2.4.2. Operación de los quemadores industriales ....................................................... 19

xii

2.5. Principios de combustión. .................................................................................... 22 2.5.1. Aire de combustión ........................................................................................... 24 2.5.2. Impulso de la llama .......................................................................................... 25 2.5.3. Velocidades de transporte e inyección de combustibles. ................................. 26 2.5.4. Tiempo de residencia ........................................................................................ 26 2.5.5. Descripción física y química de los combustibles. ........................................... 27

2.6. Balances de materia y energía en sistemas de molienda. ..................................... 31 2.6.1. Balance de materia............................................................................................ 31 2.6.2. Balances de energía .......................................................................................... 31

2.7. Ventiladores de proceso........................................................................................ 34

2.8. Filtros de proceso ................................................................................................. 35

2.9. Sistemas de auditoría estándar .............................................................................. 35 2.9.1. Alcance de auditoría de sistema y gestión ........................................................ 35 2.9.2. Alcance de auditoría de proceso ....................................................................... 37

2.10. Cálculo de indicadores.......................................................................................... 39 2.10.1. Rendimiento del equipo ................................................................................ 39 2.10.2. Eficiencia del equipo (OEE) ......................................................................... 39 2.10.3. Consumo específico de energía eléctrica...................................................... 40 2.10.4. Consumo específico de energía térmica ....................................................... 40

2.11. Análisis de rentabilidad de las modificaciones a un proceso ............................... 40

CAPÍTULO 3 ....................................................................................................................... 42

METODOLOGÍA ................................................................................................................. 42

3.1. Descripción del sistema ........................................................................................ 42

3.2. Medición de temperatura y oxígeno ..................................................................... 42

3.3. Medición de flujo ................................................................................................. 43

3.4. Medición de presión estática ................................................................................ 45

3.5. Resumen de mediciones ....................................................................................... 45

CAPÍTULO 4 ....................................................................................................................... 47

DESCRIPCIÓN DEL SISTEMA DE MOLIENDA DE PUZOLANA UTILIZADO POR HOLCIM COSTA RICA ...................................................................................................... 47

4.1. Historia ................................................................................................................. 47

4.2. Proceso de molienda de puzolana de Holcim Costa Rica .................................... 47 4.2.1. Alimentación al molino .................................................................................... 47 4.2.2. Molino vertical de rodillos Pfeiffer .................................................................. 49

xiii

xiii

4.2.3. Sistema de filtración ......................................................................................... 50 4.2.4. Ventilación, chimenea y reciclo ....................................................................... 50 4.2.5. Sistema generador de gases calientes ............................................................... 52

4.3. Balances de masa y energía para el sistema de molienda de puzolana ................ 56 4.3.1. Balance de gases en el generador. .................................................................... 57 4.3.3. Balance de energía en el generador de gases. ................................................... 59 4.3.4. Balance de energía en el molino vertical de puzolana ...................................... 61

4.4. Aspectos relevantes a tomar en cuenta para lograr la sustitución ........................ 61 4.4.1. Impulso específico ............................................................................................ 62 4.4.2. Tiempo de residencia ........................................................................................ 62 4.4.3. Tamaño de partícula ......................................................................................... 64

CAPÍTULO 5 ....................................................................................................................... 65

MODIFICACIONES PROPUESTAS PARA REALIZAR LA SUSTITUCIÓN DEL COMBUSTIBLE EN EL SISTEMA ACTUAL .................................................................. 65

5.1. Impulso específico ................................................................................................ 65 5.1.1. Presiones del aire .............................................................................................. 65

5.2. Tiempo de residencia ............................................................................................ 67 5.2.2. Aumentar volumen de la cámara de combustión.............................................. 69

5.3. Altura del quemador en el cono, experiencia con el precalcinador. ..................... 71

5.4. Cantidad a utilizar del nuevo combustible para la operación ............................... 73

5.5. Resumen de modificaciones ................................................................................. 74

CAPÍTULO 6 ....................................................................................................................... 75

EVALUACIÓN ECONÓMICA PRELIMINAR DE LA SUSTITUCIÓN DEL COMBUSTIBLE PROPUESTA .......................................................................................... 75

6.1. Costo de las modificaciones ................................................................................. 75 6.1.1. Acero para la cámara de combustión ................................................................ 75 6.1.2. Refractario para la cámara de combustión ....................................................... 75 6.1.3. Aumento en la longitud del quemador, soportes móviles y en la altura de la plataforma ..................................................................................................................... 76 6.1.4. Costo total del proyecto .................................................................................... 76

6.2. Costo de operación con petcoke y carbón ............................................................ 77

6.3. Análisis de rentabilidad ........................................................................................ 78

6.4. Sensibilización de costos ...................................................................................... 78

CAPÍTULO 7 ....................................................................................................................... 81

xiv

DISEÑO DE PRUEBA DE OPERACIÓN COMBINANDO CARBÓN Y PETCOKE ..... 81

7.1. Combinaciones carbón-petcoke ............................................................................ 81

7.2. Molienda de los combustibles y trasiego al silo de almacenamiento ................... 82

7.3. Arranque del sistema de generación de gases ...................................................... 82 7.3.1. Calentamiento del sistema ................................................................................ 82 7.3.2. Arranque de los ventiladores de aire ................................................................ 82 7.3.3. Ignición de la llama y alimentación de aceite................................................... 83 7.3.4. Alimentación de combustible sólido ................................................................ 83

7.4. Aspectos a tomar en cuenta durante la operación................................................. 83

7.5. Mediciones a realizar durante la operación .......................................................... 83

7.6. Análisis posterior de los datos .............................................................................. 84

CAPÍTULO 8 ....................................................................................................................... 85

CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES ................................................................... 85

8.1. Conclusiones ......................................................................................................... 85

8.2. Recomendaciones ................................................................................................. 86

CAPÍTULO 9 ....................................................................................................................... 87

BIBLIOGRAFÍA .................................................................................................................. 87

CAPÍTULO 10 ..................................................................................................................... 89

NOMENCLATURA ............................................................................................................. 89

APÉNDICES ........................................................................................................................ 91

A. Datos experimentales ................................................................................................ 93

B. Resultados intermedios ............................................................................................. 99

C. Muestra de cálculo .................................................................................................. 111

ANEXOS ............................................................................................................................ 129 Anexo 1. Gráfica para la determinación del Cp para sólidos. .................................... 131 Anexo 2. Gráfica para la determinación del Cp para gases. ....................................... 131 Anexo 3. Gráfica para la determinación del Cp de combustibles. ............................. 132 Anexo 4. Tabla para la determinación del Cp del aire. .............................................. 133

xv

ÍNDICE DE CUADROS Cuadro 2.1. Propiedades físicas y químicas del carbón. ...................................................... 28

Cuadro 2.2. Condiciones para quemar carbón en el HGG. .................................................. 29

Cuadro 2.3. Propiedades químicas y físicas del petcoke. ..................................................... 30

Cuadro 3.1. Resumen de las mediciones a realizar en campo. ............................................. 46

Cuadro 4.1. Condiciones de diseño del filtro de mangas. .................................................... 50

Cuadro 4.2. Condiciones de ingreso al ventilador. ............................................................... 51

Cuadro 4.3. Condiciones de Operación y diseño del ventilador. ......................................... 51

Cuadro 4.4. Características de operación del generador de gases en molienda de puzolana. .............................................................................................................................................. 52

Cuadro 4.5. Condiciones de operación para aire terciario. ................................................... 53

Cuadro 4.6. Características del ventilador de aire primario. ................................................ 54

Cuadro 4.7. Características de los ventiladores de aire de dilución. .................................... 54

Cuadro 4.8. Balance de gases en el generador. .................................................................... 58

Cuadro 4.9. Balance de gases en el molino. ......................................................................... 59

Cuadro 4.10. Entradas energéticas al generador de gases. ................................................... 60

Cuadro 4.11. Salidas energéticas en el generador de gases. ................................................. 60

Cuadro 4.12. Entradas energéticas al Molino vertical de puzolana...................................... 61

Cuadro 4.13. Salidas energéticas del Molino vertical de puzolana. ..................................... 61

Cuadro 4.14. Distribución de aire actual en el generador de gases calientes. ...................... 62

Cuadro 5.1. Contribución de cada aire al impulso total. ..................................................... 66

Cuadro 5.2. Presiones estáticas propuestas. ........................................................................ 66

Cuadro 5.3. Flujos para el tiempo de residencia actual y el tiempo de residencia buscado. 67

Cuadro 5.4. Distribución de aires actual y para un tiempo residencia de 4 segundos en el quemador .............................................................................................................................. 68

Cuadro 5.5. Flujos para el tiempo de residencia actual y el tiempo de residencia buscado. 68

Cuadro 5.7. Consumo térmico para el sistema de molienda de puzolana. ........................... 73

Cuadro 5.8. Requerimiento de carbón y petcoke para entregar 80560 GJ/año. ................... 74

Cuadro 5.9. Resumen de modificaciones para llevar a cabo la sustitución. ......................... 74

Cuadro 6.1. Valor del acero requerido para la ampliación de HGG. ................................... 75

xvi

Cuadro 6.2. Valor del ladrillo refractario requerido para la ampliación de HGG. ............... 76

Cuadro 6.3. Costos aproximados para las modificaciones propuestas. ................................ 77

Cuadro 6.4. Requerimiento y costo de carbón y petcoke para entregar 80560 GJ/año. ....... 78

Cuadro 6.5. Análisis de rentabilidad del proyecto................................................................ 78

Cuadro 6.6. Sensibilización de costos. ................................................................................. 79

Cuadro 7.1. Distribución de combustibles para la prueba. ................................................... 81

Cuadro 7.2. Distribución másica de combustibles para la prueba. ....................................... 82

Cuadro A.1. Mediciones realizadas en la entrada del ventilador. ....................................... 93

Cuadro A.2. Mediciones realizadas en la entrada del ventilador principal con el tubo pitot para determinar el flujo......................................................................................................... 93

Cuadro A.3. Mediciones realizadas en la chimenea. ........................................................... 93

Cuadro A.4. Mediciones realizadas en la chimenea con el tubo pitot para determinar el flujo. ...................................................................................................................................... 93

Cuadro A.5. Mediciones realizadas en la salida del ventilador de aire de dilución primaria. .............................................................................................................................................. 94

Cuadro A.6. Mediciones realizadas con el anemómetro en la salida del ventilador de aire de dilución primaria para determinar el flujo. ........................................................................... 94

Cuadro A.7. Mediciones realizadas en la salida del ventilador de aire de dilución secundaria. ............................................................................................................................ 94

Cuadro A.8. Mediciones realizadas con el anemómetro en la salida del ventilador de aire de dilución secundaria para determinar el flujo. ....................................................................... 94

Cuadro A.9. Mediciones realizadas en el aire de transporte de combustible. ..................... 94

Cuadro A.10. Mediciones realizadas con el anemómetro en el aire de transporte de combustible para determinar el flujo. ................................................................................... 95

Cuadro A.11. Mediciones realizadas en el ducto de aire axial. ........................................... 95

Cuadro A.12. Mediciones realizadas con anemómetro en el ducto de aire axial. ............... 95

Cuadro A.13. Mediciones realizadas en el ducto de aire radial. ......................................... 95

Cuadro A.14. Mediciones realizadas con el anemómetro en el ducto de aire radial para determinar el flujo. ............................................................................................................... 95

Cuadro A.15. Mediciones realizadas en el ducto de aire de enfriamiento. ......................... 96

Cuadro A.16. Mediciones realizadas con el anemómetro en el aire de enfriamiento. ......... 96

Cuadro A.17. Mediciones realizadas en el ducto de aire de combustión. ........................... 96

xvii

Cuadro A.18. Mediciones realizadas con el anemómetro en el ducto de aire de combustión. .............................................................................................................................................. 96

Cuadro A.19. Mediciones realizadas en el sistema. ............................................................ 96

Cuadro A.20. Valores obtenidos en sala de control. ........................................................... 97

Cuadro A.21. Valores obtenidos de registros de la empresa. .............................................. 97

Cuadro A.22. Dimensiones de la cámara de combustión. ................................................... 97

Cuadro A.23. Dimensiones para determinar el requerimiento de acero. ............................. 97

Cuadro A.24. Dimensiones para determinar el requerimiento de ladrillo. .......................... 98

Cuadro B.1. Determinación de la velocidad del gas en la entrada del ventilador. ............... 99

Cuadro B.2. Determinación de la velocidad del gas en la chimenea.................................... 99

Cuadro B.3. Determinación de la velocidad en el ducto de aire de dilución primaria. ....... 99

Cuadro B.4. Determinación de la velocidad en el ducto de aire de dilución secundaria. .. 100

Cuadro B.5. Determinación de la velocidad en el ducto de transporte de combustible. .... 100

Cuadro B.6. Determinación de la velocidad en el ducto de aire axial. ............................... 100

Cuadro B.7. Determinación de la velocidad en el ducto de aire radial. ............................. 100

Cuadro B.8. Determinación de la velocidad en el ducto de aire de enfriamiento. ............. 101

Cuadro B.9. Determinación de la velocidad en el ducto de aire de combustión. ............... 101

Cuadro B.10. Flujos calculados en el sistema de molienda................................................ 101

Cuadro B.11. Flujos obtenidos a partir de balances de gases en el generador de gases calientes. ............................................................................................................................. 101

Cuadro B.12. Flujos obtenidos a partir del balance de gases en el molino vertical. .......... 102

Cuadro B.13. Balance de energía en el generador de gases. .............................................. 102

Cuadro B.14. Balance de energía en el molino vertical. .................................................... 103

Cuadro B.15. Propiedades del aire antes de la boquilla con una densidad del aire de 1,293 kg/Nm3, presión ambiental de 862 mbar y = 1,4. ............................................................ 104

Cuadro B.16. Propiedades del aire después de la boquilla con una densidad del aire de 1,293 kg/Nm3, presión ambiental de 862 mbar y = 1,4. .................................................. 104

Cuadro B.17. Determinación del impulso específico de operación. .................................. 104

Cuadro B.18. Propiedades del aire antes de la boquilla con una densidad de 1,293 kg/Nm3, presión ambiental 862 mbar y = 1,4 para obtener impulso específico cercano a 6 N/MW. ............................................................................................................................................ 104

xviii

Cuadro B.19. Propiedades del aire después de la boquilla con densidad de 1,293 kg/Nm3, presión ambiental 862 mbar y = 1,4 para obtener impulso específico cercano a 6 N/MW. ............................................................................................................................................ 104

Cuadro B.20. Contribución de los diferentes canales al impulso total de 6 N/MW. .......... 105

Cuadro B.21. Propiedades del aire antes de la boquilla con una densidad de 1,293 kg/Nm3, presión ambiental 862 mbar y = 1,4 para obtener impulso específico cercano a 7 N/MW. ............................................................................................................................................ 105

Cuadro B.22. Propiedades de aire después de la boquilla con densidad de 1,293 kg/Nm3, presión ambiental 862 mbar y = 1,4 para obtener impulso específico cercano a 7 N/MW. ............................................................................................................................................ 105

Cuadro B.23. Contribución de los diferentes canales al impulso total de 7 N/MW. .......... 105

Cuadro B.24. Volumetrización de la cámara de combustión. ............................................ 106

Cuadro B.25. Determinación del tiempo de residencia para un volumen de 69,5 m3 a una temperatura de 750 °C y presión de 857,5 mbar. ............................................................... 106

Cuadro B.26. Determinación del flujo para un volumen de 69,5 m3 a una temperatura de 750 °C y presión de 857,5 mbar para un tiempo de residencia de 4 s. ............................... 106

Cuadro B.27. Distribución del flujo en el quemador para un tiempo de residencia de 4 s en el caso de un volumen de 69,5 m3. .................................................................................... 106

Cuadro B.28. Determinación del tiempo de residencia para un volumen de 94 m3 a una temperatura de 700 °C y presión de 857,5 mbar. ............................................................... 106

Cuadro B.29. Determinación del flujo para un volumen de 94 m3 a una temperatura de 700 °C y presión de 857,5 mbar para un tiempo de residencia de 4 s. ...................................... 107

Cuadro B.30. Distribución del flujo en el quemador para un tiempo de residencia de 4 s en el caso de un volumen de 94 m3. ....................................................................................... 107

Cuadro B.31. Aumento en la altura de la cámara de combustión para un tiempo de residencia de 4 segundos. ................................................................................................... 107

Cuadro B.32. Consumo térmico del sistema de molienda de puzolana. ............................ 107

Cuadro B.33. Entrega de energía de los dos combustibles utilizados. ............................... 107

Cuadro B.34. Volumen de acero requerido y costos del material. ..................................... 107

Cuadro B.35. Volumen de ladrillo refractario requerido y costos del material. ................. 108

Cuadro B.36. Resumen de costos del proyecto. ................................................................. 108

Cuadro B.37. Requerimiento y costo de carbón y petcoke para entregar 80560 GJ/año. .. 108

Cuadro B.38. Análisis de rentabilidad del proyecto. .......................................................... 108

xix

Cuadro B.39. Sensibilización de costos. ............................................................................ 109

Cuadro B.40. Distribución de combustibles para la prueba. .............................................. 109

Cuadro B.41. Distribución másica de combustibles para la prueba. .................................. 110

xxi

ÍNDICE DE FIGURAS Figura 2.1. Proceso completo de fabricación de cemento. ..................................................... 3

Figura 2.2. Pasos de la pre-homogenización de materias primas y preparación del crudo. ... 4

Figura 2.3. Pila de material longitudinal (configuración Chevron). ....................................... 5

Figura 2.4. Sistema de fabricación de clínker. ....................................................................... 6

Figura 2.5. Molino tubular. ..................................................................................................... 8

Figura 2.6. Molienda con equipo tubular. .............................................................................. 8

Figura 2.7. Sistema de molienda Horomill. ............................................................................ 9

Figura 2.8. Sistema de molienda con MVR. ........................................................................ 10

Figura 2.9. Impacto del yeso en el proceso de fraguado del cemento. ................................. 12

Figura 2.10. Molino de rodillos vertical Pfeiffer MPS. ........................................................ 14

Figura 2.11. Sistema de recirculación externa. ..................................................................... 17

Figura 2.12. Acción trituradora de rodillo. ........................................................................... 17

Figura 2.13. Generador Vertical de gases Pillard. ................................................................ 20

Figura 2.14. Quemador de un canal. ..................................................................................... 21

Figura 2.15. Quemador multicanal Pillard. .......................................................................... 22

Figura 2.16. Coeficiente de transferencia de calor total (por radiación y convección). ....... 34

Figura 2.17. Funcionamiento del ventilador centrífugo. ...................................................... 34

Figura 2.18. Diagrama de un filtro de mangas. .................................................................... 36

Figura 3.1. Medidor de gases Testo. ..................................................................................... 43

Figura 3.2. Determinación del flujo de aire mediante tubo pitot. ......................................... 44

Figura 3.3. Anemómetro Schiltknecht MiniAir 20. ............................................................. 44

Figura 3.4. Puntos de medición y parámetros tomados para la realización de los balances. 45

Figura 4.1. Diagrama del proceso de molienda de puzolana de Holcim Costa Rica. .......... 48

Figura 4.2. Molino Vertical de Rodillos. .............................................................................. 49

Figura 4.3. Ventilador de proceso utilizado en el sistema de molienda de puzolana. .......... 51

Figura 4.4. Cámara de combustión (a) disposición del ladrillo en el interior (b) exterior. .. 53

Figura 4.5. Quemador del generador de gases. .................................................................... 55

Figura 4.6. Diagrama del quemador multicanal del generador de gases calientes. .............. 55

Figura 4.7. Generador de gases del sistema de molienda. .................................................... 56

xxii

Figura 4.8. Salidas y entradas de gas en el generador. ......................................................... 57

Figura 4.9. Volumen de control en el molino. ...................................................................... 59

Figura 4.10. Primer volumen utilizado para análisis del tiempo de residencia. ................... 63

Figura 4.11. Segundo volumen utilizado para análisis del tiempo de residencia. ................ 64

Figura 5.1. Zona de la cámara disponible para modificación. .............................................. 70

Figura 5.2. Modificación realizada en el precalcinador. ...................................................... 72

Figura 5.3. Tuberías que deben ser sustituidas. .................................................................... 72

Figura D.1. Gráfica para la determinación del Cp para sólidos. ........................................ 131

Figura D.2. Gráfica para la determinación del Cp para gases. ........................................... 131

Figura D.3. Gráfica para la determinación del Cp de combustibles. .................................. 132

Figura D.4. Tabla para la determinación del Cp del aire. ................................................... 133

1

CAPÍTULO 1

INTRODUCCIÓN El elevado costo que presentan los combustibles actualmente, sumado al alto consumo

térmico y posibles pérdidas energéticas que existen en una planta cementera, hacen que los

responsables de este tipo de industrias se dediquen cada vez más a la búsqueda de

alternativas viables que reduzcan el consumo de energía, optimicen sus procesos y en

general disminuyan los costos de operación.

En la actualidad, la planta de Holcim de Costa Rica cuenta con un sistema de molienda de

puzolana en donde los gases necesarios para la operación se producen en un sistema que

posee un quemador multicanal cuya operación se da con dos combustibles, el carbón y el

aceite; se ha determinado que el uso de carbón demanda gastos adicionales de

almacenamiento e inventario mientras que el aceite usado es adquirido por medio de un

proveedor interno lo que genera altos costos en la planta. Para el resto de la planta, en las

operaciones en las que se requiera la utilización de un combustible, se emplea petcoke, el

cual tiene un precio menor que los dos citados, además de que no es un combustible nuevo

para la empresa. Sin embargo, el contenido de compuesto volátiles del petcoke es menor

que el del carbón, lo que dificulta la combustión adecuada con las condiciones actuales que

presenta el sistema.

Por lo anterior, se planteó llevar a cabo un estudio que involucre aspectos tanto técnicos

como económicos para determinar qué tan factible es sustituir el carbón cuyo costo ronda

los 160 dólares por tonelada, por petcoke que tiene un valor cercano a 136 dólares por

tonelada en el generador de gases del sistema de molienda de puzolana.

Para poder cumplir con el objetivo general del proyecto se realizó primeramente una

investigación bibliográfica en donde fue necesario estudiar la producción de cemento, hasta

llegar a sistemas de molienda como el involucrado, otro tema de importancia fue el estudio

de quemadores industriales y los parámetros asociados a la combustión en estos equipos.

Con la conclusión de este trabajo la empresa cuenta con un informe en el que se pone en

perspectiva la factibilidad para la sustitución de los combustibles antes mencionados,

2

quedando en posición clara para realizar los cambios necesarios en el sistema para el

mejoramiento y reducción de costos en el mismo.

El contenido de este informe presenta información que ha sido modificada para proteger la

privacidad, la propiedad intelectual y los intereses de la compañía Holcim (Costa Rica)

S.A., sin embargo, no se ha variado ni alterado el nombre de la empresa, de los equipos y

de las partes, el marco metodológico y las conclusiones, propias de un estudio de

investigación.

3

CAPÍTULO 2

GENERALIDADES SOBRE FABRICACIÓN DE CEMENTO Y PROCESOS DE COMBUSTIÓN ASOCIADOS

2.1. Fabricación de cemento.

La fabricación de cemento, como se observa en la Figura 2.1, inicia con la extracción de

materia prima en una mina, luego se hace una trituración gruesa del material que se coloca

después en pilas formadas de manera que se garantice uniformidad. Posteriormente, el

material ingresa a un molino conocido como molino de crudo en donde el tamaño del

material es reducido hasta formar la harina cruda o crudo.

Figura 2.1. Proceso completo de fabricación de cemento.

Fuente: (Manual Holcim, 2013) El crudo es almacenado en silos para su homogenización y posterior ingreso a la torre de

pre-calentamiento y pre-calcinación, este proceso, junto con el paso del material por el

horno comprenden una de las dos etapas más importantes de la manufactura del cemento, la

formación de clínker, materia prima del cemento.

El otro proceso fundamental es la molienda del cemento donde el clínker junto con algunos

materiales correctivos son dosificados a un molino para reducir el tamaño de la mezcla,

4

llevando esto a la formación del cemento. Posteriormente, el cemento es almacenado y

empacado, quedando listo para su comercialización.

2.1.1. Pre-homogenización de materias primas y preparación del crudo.

Esta etapa está conformada por cinco pasos que se muestran en la Figura 2.2. El primero

como ya se indicó se trata de la extracción de la materia prima, generalmente, este se da en

yacimientos a cielo abierto mediante explosiones controladas o uso de equipo de extracción

especial como excavadoras (IECA, 2013).

Figura 2.2. Pasos de la pre-homogenización de materias primas y preparación del crudo.

Fuente: (Manual Holcim, 2013)

El material extraído y clasificado se pasa por un quebrador denominado quebrador primario

para reducir el tamaño del mismo hasta la granulometría adecuada para pasar al segundo

paso, el cual es realizar una pre-homogenización apilando el material en capas uniformes

dispuestas como se muestra en la Figura 2.3 de manera longitudinal.

Posteriormente el material compuesto generalmente de caliza y arcillas, es extraído de la

pila mediante la utilización de un rastrillo y transportado por un sistema de bandas hasta el

área de preparación de crudo, donde por medio de dosificadores se le añaden correctivos

como puzolana y minerales ricos en hierro.

En el paso cuatro el material formulado ingresa a un molino, normalmente de tipo vertical

de rodillos, en donde debe ser reducido hasta formar una harina con finura de

aproximadamente un 15% de retenido en un tamiz de 90 µm.

5

Figura 2.3. Pila de material longitudinal (configuración Chevron).

Fuente: (Manual Holcim, 2013) Como última parte de esta etapa, el material pasa a silos especiales con sistema de

aireamiento inferior para promover la máxima homogenización. Al finalizar este punto, el

crudo está listo para ingresar a la torre de pre-calentamiento y pre-calcinación.

2.1.2. Formación de clínker.

El material proveniente de los silos de homogenización ingresa por la parte superior a un

sistema pre-calentador a co-corriente de ciclones, en donde se prepara el crudo aumentando

la temperatura para facilitar la cocción en el horno y descomponer el carbonato de calcio a

óxido de calcio y dióxido de carbono. Los gases de salida del horno son aprovechados para

el proceso de intercambio de calor y son transportados utilizando un ventilador de tiro

inducido en la salida de los gases de los ciclones de la parte superior.

En la Figura 2.4 se encuentra un diagrama del proceso de fabricación de clínker, desde el

proceso mencionado de ingreso al sistema de pre-calentamiento, para continuar al pre-

calcinador en donde el crudo es descarbonatado hasta un intervalo de 85% a 95% y llevado

a una temperatura entre 840°C y 890°C.

El crudo precalentado entra al horno, en donde continua el aumento de su temperatura y

transformación a minerales como la belita, luego pasa por una zona de transición en donde

el material sólido pasa a estado líquido dándose, conforme se avanza en el horno, la

formación del clínker que está compuesto principalmente por belita, alita, ferrita y

aluminato, este proceso exotérmico se da aproximadamente a 1400 °C.

6

Figura 2.4. Sistema de fabricación de clínker.

Fuente: (Deolalkar, 2009)

La primera etapa de enfriamiento se da en la última parte del horno, justo después de la

llama, luego el material ingresa al enfriador para que mediante ventiladores se baje la

temperatura a un intervalo entre los 100°C y 150°C. El aire que sale del enfriador como se

observa en la Figura 2.4 es denominado aire terciario y se aprovecha en la combustión del

pre-calcinador. El clínker puede ser almacenado o pasado directamente a la molienda de

cemento.

2.1.3. Molienda de cemento.

La última etapa en la fabricación de cemento consiste en la molienda del clínker, para esto

se utiliza generalmente molinos de bolas o molinos horizontales de rodillos. El clínker es

transportado mediante bandas en donde se le añaden ciertos aditivos, que como se indicará

adelante, cumplen ciertas funciones específicas en el cemento, entre estos se encuentra la

caliza y el yeso, además de la puzolana que es añadida posterior a la molienda.

El transporte del cemento que sale de los molinos se hace mediante la utilización de

ventiladores por lo que es necesaria la utilización de filtros en donde se da la separación,

por último el cemento es almacenado en silos.

7

2.2. Molienda y pre-molienda de cemento.

La molienda del cemento comprende uno de los dos circuitos más importantes en el

proceso de producción, además del proceso principal de molienda del clínker junto con los

aditivos, existen sistemas de pre-molienda en donde materiales como la puzolana son

molidos de manera independiente y añadidos al ciclo principal después de la molienda.

Existe gran variedad de sistemas de molienda que dependerán principalmente del tipo de

molino utilizado (vertical, horizontal, tubular, prensas), aunque existen diferentes arreglos

para cada uno de ellos (circuitos cerrados o circuitos abiertos). A continuación se muestran

los molinos utilizados comúnmente en la industria del cemento así como la configuración

principal del sistema.

2.2.1. Procesos de molienda (tipos de molinos).

2.2.1.1. Molino tubular o de bolas

Por mucho años, los molinos de bolas han sido denominados los “caballos de trabajo” de la

industria del cemento. Debido a su alta versatilidad, se pueden utilizar para prácticamente

cualquier aplicación de molienda, y a sus circuitos se pueden integrar nuevos elementos

como separadores de alta eficiencia sin ocasionar mayores problemas de operación. El alto

crecimiento de las plantas aunado a la búsqueda en la reducción de consumo energético ha

hecho que la utilización de estos molinos haya disminuido e incluso se han sustituido por

sistemas más eficientes como los que se mostrarán más adelante (Deolalkar, 2009).

En estos sistemas, el material puede ser molido en un sistema cerrado o abierto y el molino

se caracteriza por poseer una relación óptima largo-diámetro (L/D) de 3, minimizando el

gasto energético. Estos molinos pueden operar con una, dos o tres cámaras y la longitud de

cada una de ellas dependerá de la distribución de tamaño que se desea obtener para

optimizar el proceso. Estas cámaras son separadas por diafragmas que únicamente permiten

el paso del material con el tamaño deseado e impiden que los cuerpos moledores se

mezclen en todo el molino (Kawatra, 2006).

Los cuerpos moledores son bolas metálicas que con el giro del molino reducen el tamaño

del material. En la Figura 2.5 se muestra un molino de bolas.

8

Figura 2.5. Molino tubular.

Fuente: (Manual Holcim, 2013) En la Figura 2.6 se muestra un sistema cerrado de molienda que opera con un molino de

bolas donde la alimentación se hace mediante tolvas dosificadoras para cada uno de los

componentes y el material molido es trasladado por un elevador hasta un separador en

donde los finos o producto pasan a un filtro y el material que no cumple con el tamaño

requerido regresa a la molienda.

Figura 2.6. Molienda con equipo tubular.

Fuente: (Manual Holcim, 2013) 2.2.1.2. Molino Horizontal de Rodillo (Horomill)

El Horomill consiste en un cilindro horizontal soportado por un cojinete de deslizamiento y

conducido por un sistema de engranajes. Se dice que este molino es una combinación de un

molino de bolas y uno vertical de rodillos. El molino posee un rodillo horizontal en su

9

interior que gira al entrar en contacto con el material y la virola del molino, dándose así la

molienda del material.

El material entra al molino por un extremo del cilindro y, por el efecto centrífugo

provocado por el accionamiento del cilindro por encima de la velocidad crítica, se forma

una capa de material uniformemente distribuido de material en su superficie interior. El

producto acabado se recoge en un filtro de polvo, mientras que las partículas gruesas se

reciclan al sistema (Kawatra, 2006). El sistema completo se muestra en la Figura 2.7.

Figura 2.7. Sistema de molienda Horomill.

Fuente: (Deolalkar, 2009) 2.2.1.3. Sistema con Molino Vertical de Rodillos (MVR)

Los molinos verticales de rodillos se han usado comúnmente en la industria del cemento en

la molienda de caliza y carbón, esto debido principalmente a la alta eficiencia de secado,

bajo consumo energético y alta fiabilidad en el funcionamiento (Kawatra, 2006).

Los MVR son utilizados en sistemas de pre-molienda de puzolana, sistemas avanzados de

molienda y molienda final de cemento. Más adelante se mostrará de manera detallada la

operación de este molino, en la Figura 2.8 se muestra la configuración comúnmente

utilizada en este tipo de molinos.

10

Figura 2.8. Sistema de molienda con MVR.


2.2.2. Materiales que requieren reducción de tamaño (molienda)

2.2.2.1. Clínker

La fabricación de Clinker implica la transformación, a altas temperaturas, de una mezcla de

minerales de origen natural, en una nueva mezcla de minerales con propiedades hidráulicas.

En la Ecuación 2.1 se entiende por material calcáreo a aquel que contiene un porcentaje de

cal mayor a 75 %, como por ejemplo caliza, caliza margosa, greda-tiza, caliza coralífera y

mármol.

Material Calcáreo + Material Arcilloso CLÍNKER (Portland) (2.1)

Los principales compuestos presentes en el clínker son CaO (óxido de calcio), SiO2

(dióxido de silicio), Al2O3 (óxido de aluminio), Fe2O3 (óxido de hierro), y otros elementos

que se encuentran en concentraciones menores, pero que en la práctica, pueden tener una

considerable importancia.

Estos óxidos se combinan para formar las cuatro fases cristalinas que comprenden el

clínker:

a) La alita o silicato tri-cálcico (Ca3SiO5): Pura es de color blanco y en cemento

portland comprende un mínimo de 40% y un máximo de 80% en la composición.

Las propiedades técnicas que brinda son: hidratación rápida, alta resistencia

1450°C

11

temprana y buenas resistencias finales, calor de hidratación moderadamente alto,

además es el principal aportador de resistencias mecánicas al cemento.

b) Belita o silicato bi-cálcico (Ca2SiO4): Al igual que la Belita es de color blanco,

puede estar ausente en el cemento o llegar a un 30% en peso del mismo.

Responsable de brindar resistencias tardías, hidratación lenta y calor de hidratación

bajo.

c) Aluminato o aluminato tri-cálcico (Ca3Al2O2): De color blanco, comprende desde

un 7% a 15% del cemento portland, con la función de brindar un correcto fraguado

inicial, posee hidratación rápida y un alto calor de hidratación lo que brinda

resistencias tempranas.

d) Ferrita o ferrito aluminato tetra-cálcico (Ca4Al2Fe2O10): Entre 4 % y 15 % de la

composición total del cemento se encuentra en esta esta fase, la cual es de color

pardo oscuro y es la principal responsable del color gris del cemento, además de la

hidratación lenta y regular (Labahn, 1985).

2.2.2.2. Caliza

La caliza es esencialmente la materia prima del cemento, el carbonato de calcio abunda en

la naturaleza y para el uso en cemento se utiliza gran variedad de formaciones geológicas.

La caliza se descarbonata en la torre de pre-calentamiento y pre-calcinación generando el

CaO que posteriormente en el proceso de sinterización tiene la función de reaccionar para

dar forma a las diferentes fases cristalinas mencionadas que componen el clínker. Al óxido

de calcio que no reacciona se le denomina cal libre y tendrá la función de relleno,

generalmente también se añade caliza en el proceso de molienda del cemento, para que

también contribuya como relleno y brinde sus propiedades de endurecimiento.

2.2.2.3. Yeso

El yeso es esencialmente sulfato de calcio hidratado y es añadido en muy bajas

proporciones para regular el tiempo de fraguado del cemento, retardándolo

adecuadamente, a mayor contenido de aluminato tricálcico mayor yeso se requerirá para

que reaccionen y se dé el retardo, en la Figura 2.9 se observa como a mayor porcentaje de

yeso aumenta el tiempo de fraguado inicial, esto para dos diferentes porcentajes de

aluminato.

12

Figura 2.9. Impacto del yeso en el proceso de fraguado del cemento.


2.2.2.4. Puzolana

Definición

Las puzolanas son generalmente materiales de composición silícea o silico-aluminosa que

finamente molidos y en presencia de agua reaccionan con el hidróxido de calcio a

temperaturas ordinarias para formar compuestos de silicato de calcio y aluminato de calcio

capaces de desarrollar resistencia (IECA, 2013).

Características físicas y químicas

Físicamente las puzolanas son materiales de color rojizo que pueden ser naturales o

artificiales, las naturales son de origen volcánico y corresponden a materiales crudos o

calcinados, como por ejemplo las cenizas, tufas o diatomitas, mientras que las artificiales

son materiales del proceso de producción como cenizas volantes y microsílicas (Manual

Holcim, 2013).

Para asegurar una buena calidad de cemento se requiere que las puzolanas contengan SiO2

y Al2O3 en gran proporción y en la forma más reactiva posible a fin de que puedan

combinarse con el hidróxido de calcio (Labahn, 1985).

Uso en cemento

Como se mencionó, la principal característica que se le atribuye a la puzolana es que genera

altas resistencias al cemento. El uso de la puzolana natural en el cemento es bastante común

y trae beneficios a la planta al generar mayores reservas de material, disminuir la

13

molturabilidad, reducir el CO2, disminuir el factor clínker y disminuir el consumo de

energía, todo esto contribuyendo a la reducción de costos en la planta.

El uso de cementos con puzolana también ayuda a los clientes ya que se disminuye el calor

de hidratación, aumenta la resistencia inicial y la durabilidad, disminuyen la permeabilidad,

la sensibilidad al ataque de sulfatos y aumenta la resistencia al ataque químico.

Preparación

Las puzolanas para ser utilizadas como aditivos en el cemento deben cumplir con

características como:

Contenido de SiO2 reactivo mayor a 25%.

En cuanto a la actividad hidráulica deben de tener un retenido entre 6% y 8% en un

tamiz de 45µm.

Consumo de energía aproximado a 20,92 kWh/t.

Valor de Blaine de 6150 cm2/g.

Densidad de 2,55 g/cm3.

Molienda de puzolana

La puzolana es un material altamente abrasivo por lo que el desgaste que generaría si se

moliera junto con el clínker y los otros aditivos sería grande, por esta razón la puzolana se

muele de manera independiente para que sea posteriormente combinada con la

granulometría requerida por el sistema.

El sistema de molienda de puzolana utilizado actualmente por Holcim Costa Rica consiste

de un sistema conformado por un molino vertical de rodillos, un generador de gases, filtro,

chimenea y el sistema de transporte del material. El funcionamiento es igual al mostrado en

la Figura 2.8. En el apartado anterior se indicaron las condiciones con que debe salir la

puzolana del sistema, más adelante se profundizará más en el funcionamiento del sistema.

2.3. Operación del molino vertical de rodillos

Los molinos verticales constan de 2, 3 o 4 rodillos y el principio de funcionamiento no

dependerá del número de los mismos. Los rodillos de molienda fijos se encuentran sobre

una mesa giratoria montada en el yugo de una caja de engranajes, el material ingresa al

14

sistema y pasa en medio de los rodillos y la mesa giratoria en donde es molido mediante

presión y empuje. Una vez molido, el material pasa al borde de la mesa y es arrastrado por

un flujo de aire, que ingresa por la parte inferior, hasta la parte alta del molino en donde hay

un separador de alta eficiencia, que consiste de dos rejillas o jaulas en donde se determinará

la finura del producto que sale del sistema por la velocidad con que giran las mismas, el

material que no pasa por el separador regresa al espacio de molienda (Deolalkar, 2009).

En la Figura 2.10 se muestra un diagrama con las diferentes partes de un molino vertical de

la marca Pfeiffer.

En el caso de la marca Pfeiffer, según la información en su página de internet, fabrica

molinos con capacidades que van desde las 50 ton/h a 650 ton/h, generando productos con

finuras entre los 60 µm y 100 µm y humedades finales menores al 5%.

2.3.1. Alimentación de material al molino.

El tamaño del material puede variar, por eso es importante tomar en cuenta las

recomendaciones del proveedor, generalmente el tamaño de alimentación para molinos

verticales de rodillos se encuentra en el intervalo de los 50 mm a los 80 mm (HGRS, 2002).

Figura 2.10. Molino de rodillos vertical Pfeiffer MPS.

Fuente: (PFEFFER, 2013)

15

2.3.2. Sistema de alimentación al molino.

Los sistemas de alimentación son los que generan más paros en los sistemas de molienda y

son los responsables de una alimentación continua y uniforme. Consiste generalmente en

una tolva, sistemas de detección de metales y bandas transportadoras. La cantidad de

material que se suministrará al molino se determina utilizando bandas pesadoras, el ingreso

del material al molino se hace mediante válvulas rotatorias y sistemas pendulares que

eviten el flujo de gas.

2.3.3. Chute de alimentación al molino.

El chute es el dispositivo encargado de hacer caer el material en el centro de la mesa para

evitar el desgaste irregular de los rodillos, además el chute posee protección contra

desgaste.

2.3.4. Mesa de molienda.

La mesa está compuesta de una gruesa base de acero fijada a la placa del accionamiento de

engranes. En la parte superior tiene una protección al desgaste, en segmentos de fundición

de acero fijados ajustadamente. La forma de la cima de la mesa es de acuerdo al tipo de

molino y al material esperado.

2.3.5. Anillo Louvre y rechazos.

El anillo Louvre es la separación anular entre la mesa rotatoria y el alojamiento del molino.

Es el lugar en donde los gases calientes utilizados para transporte y secado ingresan a la

zona de molienda.

De acuerdo al flujo de gas esperado existen placas soldadas con un ángulo correspondiente.

Las partículas pesadas que no fueron molidas caerán a través de las placas a una zona de

rechazo del anillo inferior.

2.3.6. Flujo de gas.

El flujo de gas tiene como función principal el transporte neumático de material a través del

molino. El flujo sólo arrastra los materiales más finos, lo que se considera como una

16

preclasificación, además el gas posee una alta temperatura para que seque el material

húmedo. El flujo de gas dependerá de la cantidad de material que se está alimentando y del

fabricante del molino ya que su forma varía.

2.3.7. Separador.

El material fino arrastrado por el aire llega a un separador, puede ser estático o dinámico en

donde únicamente pasará el material que cumpla con la finura requerida, el resto regresa a

la mesa de molienda.

Comúnmente se utilizan de tipo dinámico y en este caso hay un ensamble rotatorio

(“rotor”) en el eje central. El eje gira a través del alojamiento del molino a la parte superior

donde es conectado al accionamiento. El rotor gira a una alta velocidad, la cual es

directamente proporcional a la finura del producto separado desde la alimentación. La

entrada de la mezcla (gas + material) puede pasar primero a través de un conjunto de álabes

los cuales proveen una entrada con trayectoria, mejorando la acción del rotor en las

partículas. El ajuste de aleta puede ser usado para influenciar la eficiencia de separación del

producto. El desgaste es un problema y el sello entre las partes rotativas y las estáticas

debería ser siempre cuidadosamente monitoreado y mantenido (HGRS, 2002).

2.3.8. Despolvamiento.

El sistema de molienda, como se explicó anteriormente, consta de un sistema de separación

gas-sólido que generalmente se trata de filtros o en algunos casos ciclones, la recirculación

externa posee su propio despolvamiento.

2.3.9. Recirculación externa.

La recirculación permite un transporte económico del material desde la mesa de molienda

hasta el separador. Usualmente el material cae a través del anillo louvre sobre el anillo de

rechazos y puede pasar directo a una válvula de exclusión de aire (doble péndulo) a la

salida del molino. Desde aquí el material recircula por una vía de transporte a un separador

de cangilones y a un chute de alimentación. El chute de alimentación puede ser el mismo

que el usado por la alimentación principal del molino (HGRS, 2002). La Figura 2.11

muestra el sistema de transporte de recirculación externa de un MVR.

17

Figura 2.11. Sistema de recirculación externa.


2.3.10. Procesos de un MVR.

Acción trituradora de los molinos de rodillos

La trituración se lleva a cabo por los elementos moledores, rodando sobre un lecho circular

de material de alimentación. Los trozos grandes de material se trituran, mientras que los de

menor tamaño son reducidos por rozamiento (Labahn, 1985).

Para que se realice una molienda eficaz se requiere de tres condiciones básicas: que los

elementos moledores puedan ejercer una buena acción de agarre sobre el material, que su

presión sea la adecuada y que se forme un lecho de material estable. En la Figura 2.12 se

observa como los rodillos trituran el material.

Figura 2.12. Acción trituradora de rodillo.


collecting conveyor

fresh feed

louvre ring

scraper

bucket elevator

18

Separación

El rotor gira a una alta velocidad, la velocidad es directamente proporcional a la finura del

producto separado desde la alimentación. La velocidad puede no ser variable a menos que

exista un accionamiento de velocidad variable o sistema de poleas.

Deberá notarse que la velocidad del separador es seleccionada para un material (tipo y

tamaño) por lo que cambiar el material o la finura del producto posteriormente, significa

que la velocidad puede no ser la óptima.

La separación es crítica para el desempeño del molino porque si el material es separado

eficientemente y extraído como producto, entonces la sección de molienda no tiene para

moler ese material otra vez. El flujo de gas es importante para el efecto de separación y es

también especialmente seleccionado para el material a ser separado. Otra vez, cambios en

el material (tipo y tamaño) afectará el transporte neumático del material en el molino y

como consecuencia la eficiencia de separación (HGRS, 2002).

2.3.11. Ventajas del uso de MVR

Entre las ventajas que presenta la utilización de los molinos verticales se pueden mencionar

(PFEFFER, 2013):

El bajo nivel de sonido producido.

Bajo consumo eléctrico debido al principio de molienda.

Alto rendimiento en la separación ahorrando, al compararlos con molinos de bolas,

hasta un 40% de energía.

Alto aprovechamiento de los gases de proceso.

Alto rendimiento de secado.

Acción de regulación económica debido a que características como el tiempo de

permanencia del producto que debe ser molido, la regulación a distancia de la

presión de molido y el número de giros de la rueda del separador posibilitan un

funcionamiento completamente automático de los molinos de rodillos verticales

MPS también con diferentes calidades de crudo.

La alta eficiencia de este tipo de molinos se atribuye a dos aspectos principales:

19

No hay desequilibrio debido a la masa presente en el sistema.

La molienda no es por azar.

Si el material a moler se encuentra demasiado seco provoca un alto desgaste en el molino,

es por esto que si la humedad es baja se inyecta agua al sistema de molienda, además esto

ayuda a disminuir el calor generado debido a la fricción rodillo-material-mesa (Deolalkar,

2003).

2.4. Operación y elementos del generador vertical de gases calientes (HGG)

Como el mismo término lo dice, la función de estos equipos es suministrar los gases

necesarios, con las condiciones de composición química, velocidad y presión requeridos,

para ser utilizados como transporte y medio de secado del material en el sistema de

molienda.

2.4.1. Cámara de combustión

La cámara de combustión funciona como un reactor y generalmente se tratan de cilindros

de metal resistentes al calor que son recubiertos con material refractario para contener el

calor. La llama se forma en la mayor parte de la cámara.

En la Figura 2.13 se muestra un generador vertical de gases y se encuentra identificada la

cámara de combustión; como se observa, el quemador se encuentra ubicado en la parte

superior lo que permite que los gases atraviesen todo el cuerpo hasta la salida ubicada en la

parte inferior de la cámara.

Para control de temperatura y presión se colocan termopares y medidores de presión a

distintas alturas de la cámara. Además, para proteger el metal y disminuir las pérdidas de

calor al ambiente, las cámaras de combustión se recubren con ladrillos refractarios.

2.4.2. Operación de los quemadores industriales

La función de un quemador es llevar a cabo la mezcla correcta entre el oxígeno y el

combustible y así formar la llama adecuada.

Con el uso adecuado del quemador, se logrará disminuir la producción de elementos

contaminantes como NOx, SOx y CO.

20

a) Quemadores de un canal

En este tipo de quemadores tanto el combustible (generalmente carbón) como el aire

primario ingresan juntos por un tubo. Estos quemadores se suelen utilizar en hornos largos

y de combustión directa.

Figura 2.13. Generador Vertical de gases Pillard.

Fuente: (Pillard, 2007)

21

Entre las principales características se encuentran: alta cantidad de aire primario,

posibilidad limitada de darle forma a la llama, alta formación de óxidos de nitrógeno y

formación de una llama larga y estable (Pauling, 2001). En la Figura 2.14 se muestra un

quemador de un solo canal, actualmente estos son poco utilizados.

Figura 2.14. Quemador de un canal.

Fuente: (Manual Holcim, 2013) Quemadores multicanal

Para una óptima formación de llama se recomienda utilizar quemadores multicanal,

tomando en cuenta que la calidad de combustible varía. Generalmente el aire primario se

divide en un flujo axial y otro radial, mientras que el combustible se inyecta de manera

separada. Los quemadores de varios canales son utilizados cuando se combinan los

combustibles es decir se utiliza por ejemplo carbón y aceite (Pauling, 2001).

El aumento del aire radial contra el aire axial crea una llama más corta, mientras que si se

aumenta el aire axial se produce una llama más larga. Aparte de la formación de la llama, el

aire primario (especialmente el aire axial) también tiene que enfriar el cañón del quemador

(Pauling, 2001).

Un problema reconocido con este tipo de quemadores es que al acortar la llama, tiende a

producir una llama demasiado ancha (colisión de la llama con la pared del horno).

Adicionalmente partículas gruesas de carbón (residuo en el tamiz de 200 micrones), pueden

ser arrojadas de la corriente del aire primario por el aire radial. Esas partículas pueden

causar la formación alta de NOx (Pauling, 2001). En la Figura 2.15 se muestra un

quemador de 4 canales marca Pillard.

22

Se deben tomar en cuenta algunos aspectos importantes cuando se utiliza un quemador de

varios canales:

Relación de aire primario: 10% - 12%.

Momento axial específico: 7 N/MW - 10 N/MW.

Velocidad de inyección de carbón: 25 m/s – 30 m/s.

Figura 2.15. Quemador multicanal Pillard.


2.5. Principios de combustión.

Con el fin de obtener una combustión buena y eficiente, la llama debe cumplir con los

siguientes requisitos:

Turbulencia.

Temperatura.

Tiempo.

La combustión en la llama se lleva a cabo en pasos. Éstos son:

a) Calentamiento del combustible hasta el punto de ignición

El combustible se introduce a la llama y se calienta hasta su punto de ignición, que

normalmente es del orden de varios cientos de °C. Entre mayor es la turbulencia en la llama

(lo cual trae gases de combustión de regreso al quemador) y mayor la temperatura de esos

gases, el proceso de ignición ocurre más rápido. El área de ignición se puede observar en la

23

mayoría de los quemadores como una mancha negra (en forma de pluma) frente a la

boquilla del quemador (Manual Holcim, 2013).

b) Mezcla y reacción del combustible con el aire de combustión

Una vez que el combustible alcanza su temperatura de ignición se debe mezclar

continuamente con el aire para dar lugar a la combustión. Una alta turbulencia de la llama

ayuda a alejar los gases de combustión y proveer aire fresco (aire secundario). A mayor

temperatura, más rápida la combustión. Al entrar el combustible en contacto con el aire

debe proveer una gran superficie donde el proceso de combustión pueda ocurrir. Por lo

tanto, los combustibles sólidos deben ser molidos hasta hacerlos un fino polvillo y los

combustibles líquidos deben ser atomizados con el fin de incrementar su superficie y

acelerar la combustión (Manual Holcim, 2013).

c) Quemado del combustible

Al final de la llama, el combustible está descompuesto e idealmente solo queda monóxido

de carbono. Esto se transforma en bióxido de carbono en este último paso. Si el tiempo de

retención en la llama es insuficiente para quemar los combustibles, habrá remanente y en la

mayoría de los casos habrá combustión incompleta, especialmente en combustibles sólidos

(Manual Holcim, 2013).

La llama ideal debe ser lo más estable y corta posible, además debe poseer una alta

temperatura y ser ajustable.

La forma de la llama se puede optimizar durante la operación ajustando los siguientes

parámetros:

Ajustes de aire primario

Se consigue normalmente un acortamiento de la llama al:

• Incrementar la velocidad de la inyección (y así del momento) del aire primario.

• Incrementar la cantidad del aire radial.

• Incrementar la cantidad del aire primario.

24

Posición del quemador

Una de las influencias más pronunciadas sobre la longitud de la llama es la posición de la

tobera del quemador.

Al mover el quemador hacia dentro se incrementa la longitud de la llama significativamente

y viceversa. Eso es a raíz del campo de turbulencia creado por la entrada de aire secundario

que intensifica significativamente la mezcla entre el aire secundario con el flujo de

combustibles y el aire primario.

Temperatura del aire secundario

La temperatura de aire secundario define, antes que todo, el comportamiento de ignición de

la llama (pluma negra) y, enseguida, la posible temperatura de la llama. Una temperatura

insuficiente de aire secundario, hay que compensarlo con combustible, lo que significa un

incremento de la cantidad de gases de combustión y un alargamiento del perfil de

temperaturas.

Aire de exceso

Se requiere cierta cantidad de aire de exceso para una combustión completa. Operar con

poco aire de exceso incrementa el tiempo de combustión y por eso aumenta la longitud de

la llama. Eso puede crear una atmósfera reductora que aumenta la volatilidad de azufre y

eso lleva a problemas de atascamiento en el precalentador. Si el aire de exceso es

significativamente más alto que el valor óptimo, el perfil de temperaturas se extiende

también a raíz de una llama demasiado larga.

2.5.1. Aire de combustión

A continuación se muestran algunos aspectos importantes relacionados con el aire

requerido para llevar a cabo una combustión adecuada.

2.5.1.1. Aire mínimo

Es el volumen de aire mínimo requerido para llevar a cabo la combustión completa, este

aire también es denominado aire estequeométrico, si se cuenta con la composición del aire

utilizado se puede calcular este valor (Nm3/kgcomb) como se muestra en la Ecuación 2.2.

25

mín=8,8 26,6 , - , (2.2)

Si se desea obtener el aire mínimo por unidad de energía requerida se debe dividir el aire

mínimo entre el poder calorífico del combustible, como se muestra en la Ecuación 2.3, las

unidades correspondientes son Nm3/kJ.

mín- actor= mín neto

(2.3)

2.5.1.2. Gases mínimos de combustión

Con la composición del aire mínimo de entrada se puede calcular la cantidad de gases que

se producirán con el proceso de combustión, en la Ecuación 2.4 se muestra el cálculo para

determinar el volumen en Nm3/kgcomb producido, esto sin exceso de aire.

mín= 1,8 , ,8 N 11,2 1,24 2 comb , mín 2 aire mín (2.4)

Igualmente, para este caso se puede calcular el volumen de aire producido por kJ

suministrado como:

mín- = mín net

(2.5)

2.5.2. Impulso de la llama

El impulso (I) o potencia se calcula como la multiplicación del flujo másico de aire con la

velocidad en la salida de la boquilla del quemador, en el caso de combustibles gaseosos se

debe añadir el término de la derecha de la Ecuación 2.6 que corresponde a la diferencia

entre la presión externa (Ps) y la presión de salida (Pa) multiplicado por el área de salida (s)

(Castillo, 2012).

I= aire u ( s- a) s (2.6)

Existe el impulso específico medido en N/W que es el resultado de dividir el impulso entre

la potencia entregada por la llama o el combustible, así:

(2.7)

26

La potencia específica para cada quemador dependerá del tipo de quemador, el combustible

utilizado y el porcentaje de aire primario total. En los casos en donde el aire también tiene

que proporcionar el aire forzado para empujar los gases de combustión, la potencia será

mayor. Con la experiencia se ha logrado determinar que cada quemador individual debe ser

caracterizado y definido en cuanto a la potencia más conveniente (Castillo, 2012).

El impulso se traduce como la energía cinética que participa en el mezclado y turbulencia

para llevar a cabo la combustión.

2.5.3. Velocidades de transporte e inyección de combustibles.

Ambos parámetros están relacionados, especialmente en el caso de combustibles sólidos en

donde se requiere aire para transportarlos hasta la zona donde se da la combustión, el aire

que se utiliza para dar la fuerza para que el combustible ingrese al sistema y se queme

forma parte del aire de combustión y se llama aire primario. Si esta velocidad es muy alta,

la flama será larga e inestable, igualmente si es muy baja, no se dará la combustión

correctamente, por lo que el control de la velocidad del aire de transporte es sumamente

importante.

En el caso de la velocidad de inyección, esta debe ser la adecuada para cumplir con los

valores mínimos de impulso y dependerá de la fase y tipo de combustible.

2.5.4. Tiempo de residencia

El tiempo de residencia es el tiempo en que un combustible se encuentra en la zona de

combustión (llama), este tiempo debe ser lo suficiente para garantizar la combustión

completa. Este parámetro depende de otros factores como la fineza del material, la

velocidad del aire y la cantidad de material volátil presente en el combustible.

Por ejemplo, el carbón al contener mayor cantidad de volátiles requerirá un menor tiempo

para u e se dé la combustión completa ue con el “petcoke”, por lo que se debe aumentar el

aire en exceso para atenuar el efecto de los volátiles, también se puede disminuir el tamaño

de partícula garantizando una mayor área de contacto y facilitando la combustión.

27

Si el tiempo de retención no es el indicado, habrá partículas de combustibles en la salida de

los gases, lo que puede ocasionar contaminación al ambiente o contaminación al producto.

2.5.5. Descripción física y química de los combustibles.

(Condiciones para quemar carbón / aceite / petcoke)

En la industria del cemento son utilizados varios combustibles, entre ellos se encuentran

algunos líquidos como bunker pesado y liviano y otros usados con mayor frecuencia son

sólidos, entre los cuales se encuentran carbón y petcoke.

De acuerdo al tipo de combustible existen ciertas propiedades que pueden afectar la

temperatura y la longitud de la llama y que deben ser tomadas en cuenta:

Para sólidos:

Contenido volátil: a mayor volatilidad, más rápido es el encendido, mayor es la

temperatura de la llama y menor su longitud.

Finura de molienda: cuando es más fino, la ignición y la combustión son más

rápidas, la temperatura de la llama es mayor y la longitud es menor.

Contenido de ceniza: a mayor contenido de ceniza, menor será la temperatura de la

llama y mayor su longitud.

Para líquidos:

Viscosidad: con una menor viscosidad, las gotitas son más pequeñas, el

combustible se quema más rápido, mayor la temperatura de la llama y menor su

longitud.

Presión de atomización: con una mayor presión de atomización las gotitas son más

pequeñas, el combustible se quema más rápido, mayor la temperatura de la llama y

menor su longitud. A mayor presión diferencial del aceite primario y secundario, la

llama será más corta.

A continuación se muestra una descripción de los combustibles utilizados actualmente en el

quemador del generador de gases y del petcoke que es el que se propone como sustituto.

28

a) Aceite Debido a su elevado precio, los aceites son únicamente empleados en procesos de

calentamiento, debido a su alta viscosidad el aceite requiere un calentamiento a 50°C para

su transporte y almacenamiento, además para conseguir una buena nebulización se debe

elevar hasta 120°C. También es importante la instalación de filtros para retener las

impurezas sólidas presentes.

b) Carbón El carbón se puede definir como una roca sedimentaria orgánica de composición variable,

su formación se debe a la acción de la temperatura y la presión sobre residuos de origen

vegetal. El carbón está compuesto principalmente de carbono, hidrógeno y oxígeno y en

menor cantidad de nitrógeno y azufre. En el Cuadro 2.1 se encuentran las principales

características físicas y químicas que se requieren del carbón para ser utilizado como

combustible.

El intervalo de 5000 kJ/kg del poder calorífico se debe a la variabilidad en el contenido de

inertes, por ejemplo, en el caso de las cenizas presentes, tal como se muestra en el Cuadro

2.1, pueden variar desde un 3% hasta un 15% en la masa total del combustible. También a

mayor contenido de hidrógeno y carbono mayor será el poder calorífico.

Cuadro 2.1. Propiedades físicas y químicas del carbón. Poder Calorífico (kJ / kg) 25000 - 30000 Carbono C* 80% – 90 % Hidrogeno H* 4% – 7 % Oxígeno O* 3% – 10 % Nitrógeno N* 0,5% - 2 % Azufre S* *waf (libre de agua y de ceniza) 0,3% - 2 %

Contenido de Ceniza 3% – 15 % Volátiles 15% – 35 % Molturabilidad media - buena Fineza Típica (% residuo en 90 micrones) 8% - 18%

Para ser quemado adecuadamente en el generador de gases vertical el carbón debe cumplir

con otras características específicas como:

29

Cuadro 2.2. Condiciones para quemar carbón en el HGG. Poder calorífico ≥ 27000 kJ/kg

Humedad máxima < 1% Fineza Retenido ≤ 1 % e n tamiz de µ m

Temperatura de fusión de la ceniza ≥ 1300 °C Material volátil 34% a 38%

Contenido de ceniza 8% a 12% Temperatura del carbón y el aire de transporte 60 °C

Aire de transporte 1135 Nm3/h Fuente: (FCB, 2002)

Otros aspectos importantes que se deben tomar en cuenta sobre la composición y las

propiedades del carbón son:

A mayor relación de carbono hidrógeno, mejor es la radiación de la llama y es más

intensa la transferencia de calor de la llama al material.

El contenido de ceniza es importante para la composición química del clínker, debido a

que la ceniza del combustible se incorpora en el clínker y modifica su composición.

Los volátiles ayudan a la ignición del combustible, por esto, el contenido de volátiles

tiene un gran impacto en la fineza que el combustible ha de tener.

Cierta fineza del combustible es necesaria para garantizar la completa combustión en la

llama. Para el carbón y el coque, la fineza óptima es:

% retenido en 90 micrones = 0,5 x % volátiles.

Retenido en 200 micrones deberá ser menor del 1%.

La molturabilidad, expresada por el Índice Hardgrove, indica la dificultad al moler el

combustible (influye en la producción del molino y la energía eléctrica empleada en la

molienda). A mayor Índice Hardgrove, más facilidad de molienda del combustible.

El azufre, aunque es un componente minoritario, tiene una importancia particular

debido a sus efectos en la calidad del clínker y en las condiciones ambientales.

Además, debido a su volatilidad, se puede acumular en ciertas partes del sistema del

horno y formar costras y anillos, de aquí que el contenido debe ser lo menor posible. El

exceso de azufre se emite por la chimenea como SO2 lo cual puede tener un efecto

dañino en organismos y construcciones.

30

c) Petcoke

El petcoke es un sólido carbonoso producido a partir de la descomposición térmica del

petróleo. Generalmente es considerado como residuo por lo que no se considera un

combustible fósil.

En el Cuadro 2.3 se observan las características principales del petcoke. Se puede observar

que el poder calorífico es mayor que el del carbón, aunque posee la desventaja de que

contiene una mayor cantidad de azufre, otra propiedad muy atractiva para su uso como

combustible es su bajo contenido de cenizas.

Otros aspectos que se deben tomar en cuenta cuando se utiliza petcoke en comparación con

el carbón son:

La menor cantidad de volátiles del petcoke en comparación con el carbón implica

una molienda más fina.

La molturabilidad es diferente.

Debe de poseer una cantidad de azufre menor al 5% y un índice de Hardgrove

mayor a 55.

Como ya se indicó la fineza debe andar aproximadamente en 5% en residuo en

tamiz de 90 µm y 1% en tamiz de 200 µm.

Velocidad de inyección de 20 m/s a 25 m/s.

Aumento en el momento axial hasta 7 N/MW.

Cuadro 2.3. Propiedades químicas y físicas del petcoke. Poder Calorífico (kJ / kg) 32000 - 34000

Carbono C* 90% - 94% Hidrogeno H* 3% - 4% Oxígeno O* 1% - 3%

Nitrógeno N* 0,5% - 2% Azufre S*

*waf (libre de agua y de ceniza) 0,5% - 6,0%

Contenido de Ceniza 0,5% - 2% Volátiles 8% - 10 %

Molturabilidad Media Índice Hardgrove 40 – 60

Fineza Típica (% residuo en 90 micrones) 4% - 5%

31

2.6. Balances de materia y energía en sistemas de molienda.

Para realizar un análisis en un sistema de molienda como el estudiado se requiere hacer

balances de masa y energía, estos se pueden realizar al sistema en general, pero para tener

un mejor manejo de los cálculos y una mejor comprensión, comúnmente se utilizan límites

o fronteras para los balances, aplicándose generalmente a cada uno de los equipos. Se debe

tomar en cuenta que para estos límites hay tanto entradas como salidas.

2.6.1. Balance de materia

Entradas y salidas.

Combustible: Requerido en el quemador para generar los gases.

Gas: Formados por la combustión, son de transporte y enfriamiento de material en el molino.

Material sólido: se trata del material que fluye en todo el sistema, para el caso estudiado será la puzolana.

Agua: Puede ser agua contenida en el material o agua suministrada al sistema, por ejemplo al molino para enfriar la mesa.

2.6.2. Balances de energía

Entradas:

Calor del combustible:

Este calor se puede calcular mediante la siguiente Ecuación:

hcomb= m (2.8)

en donde,

hcomb= calor de combustión (kJ).

m= consumo de combustible (kg).

PC= Poder calorífico del combustible (kJ/kg).

Calor sensible de los materiales que ingresan:

El cálculo de este calor al igual que el de combustión es bastante sencillo de obtener y

aplica para cualquier sustancia o material que ingrese al límite sea sólido líquido o gaseoso,

32

para esto se utiliza una temperatura de referencia la cual generalmente es 20 °C y el calor

específico promedio definido de la siguiente manera:

hsen = m p ( -2 ) (2.9)

con:

hsen= calor sensible (kJ).

m= cantidad de materia que ingresa (kg).

cp= Calor específico promedio (kJ/kg°C).

T= temperatura de ingreso.

Salidas:

Calor sensible de los materiales:

Al igual que en el caso de las entradas, el calor sensible se calcula de la siguiente forma:

hmat= m cp ( -2 ) (2.10)

con:

hmat= calor sensible del material (kJ).

m= cantidad de materia que sale (kg).

cp= Calor específico promedio (kJ/kg°C).

T= temperatura de salida.

Calor de evaporación:

En caso de evaporación de agua dentro de los límites del balance, el calor correspondiente

será:

hvap= m 24 k kg agua (2.11)

con:

hvap= calor de evaporación (kJ).

33

m= masa de agua evaporada (kg).

Combustión incompleta:

Si la combustión se da de manera incompleta habrá CO y otros gases en la salida además

del CO2, esto equivale a una salida más de calor y se calcula como:

hin=m (% 1264 k m

% 2 1 8 k m 2

% 4 48 k m 4

) (2.12)

con:

hin= calor debido a combustión incompleta (kJ).

m= volumen de gas en la salida (Nm3).

Radiación y convección:

Para calcular el calor debido a radiación y convección se utilizan los coeficientes asociados

a cada uno de estos procesos y se pueden determinar mediante el uso de las Figura 2.16,

una vez obtenidos se aplica la Ecuación 2.12 y mediante la Ecuación 2.13 se obtiene el

calor.

= ( rad conv) ( - amb) (2.12)

hsen= m

(2.13)

en donde:

Q=flujo de calor (kW).

= coeficiente de transferencia de calor (kW/m2°C).

A= área de transferencia (m2).

hsen= calor sensible (kJ).

T= temperatura de superficie.

Tamb= temperatura ambiente.

34

2.7. Ventiladores de proceso

Los ventiladores de proceso son los responsables del transporte de los gases calientes y el

material, desde el sistema de molienda hasta el filtro, en donde se da la separación de fases

gas, sólidos.

Su principio de funcionamiento se basa en el movimiento del gas desde el centro (entrada)

mediante los álabes a la salida, esto por medio de la activación de la fuerza centrífuga,

como se muestra en la Figura 2.17. La fuerza centrífuga se incrementa al aumentar la

velocidad y el diámetro del rotor.

Figura 2.16. Coeficiente de transferencia de calor total (por radiación y convección).


Figura 2.17. Funcionamiento del ventilador centrífugo.


35

También el generador de gases debe estar provisto por ventiladores responsables de

suministrar el aire desde el ambiente necesario para la combustión. Para un generador de

gases se requieren tres ventiladores además del ventilador de tiro inducido utilizado para el

transporte.

2.8. Filtros de proceso

Los filtros son ampliamente utilizados en la industria del cemento como sistemas

depuradores de aire, ya sea para cumplir con las especificaciones ambientales o como un

proceso de separación del producto de la corriente de gas.

Aunque existen los filtros electrostáticos, actualmente se tienden a utilizar más los filtros de

mangas en donde, como su nombre lo indica, los medios filtrantes se disponen en forma de

mangas tubulares. El flujo de aire se hace mediante aspiración o tiro inducido, por lo que se

requiere de ventiladores de este tipo en el sistema. El medio filtrante puede ser limpiado de

manera mecánica utilizando golpeo y vibración o de manera neumática con aire a alta o

baja presión, por medio de un sistema llamado jet-impulse. Los medios filtrantes tienen

una vida útil de aproximadamente 4 años, en ellos la caída de presión en el sistema resulta

fuera de la especificación permitida. La Figura 2.18 muestra un diagrama de un filtro de

mangas con las partes mecánicas más importantes.

2.9. Sistemas de auditoría estándar

2.9.1. Alcance de auditoría de sistema y gestión

El análisis de los datos sobre el funcionamiento y rendimiento de los sistemas de molienda

brinda un juicio informado sobre el siguiente paso a aplicar en una campaña de

optimización.

La auditoría de sistema tiene dos plazos posibles:

Comparación a largo plazo- 5 años.

Comparación a corto plazo - 1 año plazo (datos mensuales).

36

Figura 2.18. Diagrama de un filtro de mangas.


La auditoría de sistema además permite:

La comparación del desempeño del sistema de molienda.

La estimación del potencial de ahorro en energía.

Elaborar una lista de prioridades para la investigación más detallada de los

sistemas.

Encontrar razones de los malos resultados y/o bajos rendimientos.

Al realizar una auditoría de sistema y gestión se pretende poner en perspectiva y valorar el

funcionamiento y rendimiento de un proceso, esto mediante la obtención y análisis de los

datos.

37

Entre las actividades que se deben realizar se encuentran: la obtención de los datos,

estimación inicial del potencial, investigación de sistemas y posibles causas de un

desempeño insuficiente y así realizar el planeamiento de los ensayos de rendimiento

(Morales, 2010).

Al igual que en un balance, se deben definir los límites del proceso a analizar para

comparar, en el caso estudiado será todo el sistema de molienda de puzolana, en donde se

deben tomar en cuenta, según Morales (2010) aspectos tanto de producción (producción

periódica, finura según Blaine y residuo de tamiz, consumo específico de energía) como de

operación (cantidad y tiempo de producción, finura consumo eléctrico, consumo térmico

entre otros).

Una vez analizados los aspectos mencionados se determina:

Consumo de energía eléctrica y térmica: estado actual, disminución o aumento.

Finura: determinar resistencia del material.

Potencial de optimización: encontrar la forma de disminuir el consumo eléctrico y el

térmico.

2.9.2. Alcance de auditoría de proceso

Las auditorías de proceso generalmente son breves pero intensas, ya que no analiza todo un

sistema sino más bien se centra en un solo proceso. Este tipo de auditorías analiza todas las

entradas, salidas y acciones verificando que se encuentren dentro de los requisitos

establecidos.

Generalmente el límite de una auditoría se fija a un solo equipo o proceso, por ejemplo, un

molino, el generador de gases o el quemador.

Al aplicar una auditoría de proceso se busca mejorar los procesos y procedimientos, y así

usa de manera adecuada los recursos como la materia prima, energía, insumos, mano de

obra, tiempo, equipo, instrumentación, reactivos, entre otros.

38

Para verificar el correcto desempeño se hace uso de indicadores que involucren las

variables más significativas en el proceso. Si se desean obtener buenos resultados se debe

hacer una combinación de auditorías de proceso y de auditorías de sistema.

En el caso de procesos de molienda, lo más importante en una auditoría de proceso es

evaluar el consumo de energía tanto eléctrica como térmica, la eficiencia del sistema y las

características del producto.

La auditoría de proceso incluye un proceso de revisión visual de todo el funcionamiento del

proceso o equipo, por esto es importante que se incluyan especialistas en la revisión y así

definir las fallas o puntos de mejora en el proceso. Seguidamente se debe realizar una

recolección de los datos técnicos necesarios de los equipos como dimensiones, capacidad,

potencia, puesta en marcha, entre otros.

Como una tercera etapa se debe valorar el rendimiento del equipo, con esto se obtendrá

información completa acerca de rendimiento del molino en donde se incluya:

Consumo específico de energía del sistema

Producción total del molino.

Finura del producto.

Temperatura del producto.

Características de alimentación del molino (composición, granulometría, temperatura y

humedad de los componentes).

Eficiencia de molienda.

Eficiencia de separador.

Balance térmico del sistema de molienda.

Eficiencia de equipos adicionales.

Comportamiento del sistema del molino y lista de puntos débiles tanto mecánicos

como eléctricos (Morales, 2010).

Por último se debe presentar un informe con todos los resultados obtenidos tanto de la

inspección visual como de la información técnica recopilada en la fase anterior, con esto se

39

pretende buscar oportunidades de mejora u optimización en el equipo que reduzcan el

consumo energético y aumenten la productividad del proceso.

2.10. Cálculo de indicadores

2.10.1. Rendimiento del equipo

El rendimiento de un equipo en marcha se mide comparando su desempeño con el BDP. El

BDP (Best Demonstrated Practice) es el mayor índice de producción o rendimiento, medido

en t/día o t/hora para cualquier tipo de producto, logrado durante los últimos 24 meses antes

de la fase de presupuesto.

El rendimiento se calcula como la relación entre el promedio de la producción actual

dividido por BDP durante un plazo definido, es decir:

Rendimiento %=Rendimiento actual ( t

h) ( t

h) 1 (2.14)

El rendimiento se calcula diariamente, semanalmente, mensualmente, y el promedio móvil

de 52 semanas y sólo se calcula para los equipos principales. La meta para el Índice de

roducción es ≥ % .

2.10.2. Eficiencia del equipo (OEE)

La eficiencia permite medir el desempeño de los equipos, teniendo en cuenta el

rendimiento, disponibilidad y la calidad de los productos, asumiendo un funcionamiento a

máxima capacidad (por ejemplo 24 horas diarias), al tomar en cuenta la disponibilidad neta,

la eficiencia será neta, igualmente sucede si se utiliza la disponibilidad bruta.

La eficiencia del equipo se puede calcular como se muestra en la Ecuación 2.15.

Eficiencia = isponibilidad Re ndimiento c alidad1 (2.15)

40

2.10.3. Consumo específico de energía eléctrica

Este indicador mide la cantidad de energía eléctrica consumida en los diferentes pasos en

un proceso específico entre el número de toneladas de material procesado, incluyendo o no

sistemas auxiliares, se mide en kW/ton.

2.10.4. Consumo específico de energía térmica

Mide la cantidad de energía térmica consumida en un proceso para producir una tonelada

de material (MJ/ton). Este indicador se calcula con la Ecuación 2.16.

ons umo de combustible (ton) oder calorífico del combustible(M ton)

Material roducido (ton) (2.16)

Si el consumo de energía térmica específica es demasiado alto, el resultado serán elevados

costos que puede seriamente impactar en los costos totales de producción. A continuación

se muestran las principales causas de un alto consumo de energía térmica:

Fluctuaciones en la calidad del combustible.

Pérdidas de energía debido a la formación de CO.

Combustión incompleta.

Índice de producción demasiado bajo.

Alto número de paradas del equipo.

Mezcla de crudo demasiado gruesa.

2.11. Análisis de rentabilidad de las modificaciones a un proceso

Siempre que un proyecto sea viable técnicamente, debe ser evaluado desde el punto de vista

financiero, para así concluir si la inversión que se realizará será recuperada y en cuánto

tiempo sucederá, es decir, se debe realizar un análisis de rentabilidad del proyecto. A partir

de la viabilidad financiera se tomará la decisión de si continuar o no con el proyecto sin

riesgos de pérdidas que pueden traducirse en un despido o incluso en la desaparición de una

empresa.

41

Para casos en los que se realizan modificaciones a un proceso, se puede analizar su

rentabilidad mediante el método de retorno de la inversión incremental, el cual se encuentra

muy bien explicado por Turton et al. en el libro “ ná lsis, íntesis y ise ño de rocesos

uími cos”. Este método consiste en comparar dos o más alternativas para el

funcionamiento de un proceso. Este se aplicará en el caso estudiado ya que se conocerán

únicamente, el ahorro anual y el costo de la inversión, además, se comparará la operación

actual con carbón, con la operación con petcoke una vez implementadas las modificaciones.

La decisión a tomar podrá ser del tipo discreta, continua o ambos. En el primer caso se

incluye la sustitución del combustible propuesta en donde se tomara la decisión si se hacen

las modificaciones o no. La diferencia con el caso continuo es que en este se determinará

las características de la modificación que maximicen las ganancias, es decir se tiene más de

una opción (Turton et al., 2012).

El paso inicial en un análisis incremental es identificar las diferentes alternativas, la

inversión a realizar en cada una de ellas y el ahorro que supone su implantación. Como ya

se mencionó, el caso base será la opción de “no hacer nada”, en donde la inversión y el

ahorro tendrán valores de cero (Turton et al., 2012).

Este tipo de análisis envuelve dos criterios o indicadores, el primero de ellos se conoce

como la Tasa de Retorno de la Inversión Incremental o ROROII por sus siglas en inglés y

consiste en la relación del ahorro que se tendrá y la inversión realizada, tal como se muestra

en la Ecuación 2.18, este valor indica el porcentaje de retorno anual de la inversión de

acuerdo a los ahorros generados.

R R I I= horros anuales generadosInversión incremental

(2.18)

El segundo indicador utilizado es el Período de Pago Incremental (IPBP) el cual indica el

período de tiempo en el cual se pagará la inversión incremental con los ahorros generados,

así se muestra en la Ecuación 2.19. Para un caso como el estudiado, es aceptable una tasa

de retorno incremental mayor al 15%, o lo que es lo mismo, un período de pago de 6,67

años.

I = Inversión incremental horros anuales generados

(2.19)

42

CAPÍTULO 3

METODOLOGÍA Este trabajo se desarrolló con el objetivo de realizar un estudio de prefactibilidad técnica y

económica para la sustitución del combustible de carbón a petcoke en el sistema de

molienda de puzolana de una planta de cemento. A continuación se muestra la manera en

que se llevaron a cabo las mediciones necesarias para el cumplimiento de los objetivos

planteados.

3.1. Descripción del sistema

Para poder describir el sistema de la manera en la que se mostrará en el Capítulo 4, fue

primero necesario llevar una inducción sobre todo el proceso de fabricación de cemento,

además de todas las normas de seguridad que implica estar cerca de un proceso como el

estudiado. Posteriormente, se realizaron una serie de visitas al sistema de molienda, en

donde, mediante la observación se comprendió el funcionamiento del sistema de manera

detallada y se encontraron las diferentes puntos de medición mostrados en la Figura 3.4. El

funcionamiento de manera detallada se comprendió mediante explicaciones del ingeniero a

cargo del proyecto.

Las dimensiones de los equipos y sus condiciones de diseño fueron tomadas de los

manuales de los mismos o de los planos, los cuales fueron facilitados por el personal de la

empresa. Condiciones típicas de operación como flujos principales, temperaturas y

presiones se obtuvieron de la operación en la sala de control, mientras que para realizar los

balances de energía y masa que se encuentran descritos en el Capítulo 2, se tomaron las

mediciones necesarias en el campo, de la manera en que se describe a continuación.

3.2. Medición de temperatura y oxígeno

Para determinar la cantidad de oxígeno presente, se utilizó un analizador de gases Testo

como el mostrado en la Figura 3.1, este instrumento cuenta también con la opción de medir

presión estática, temperatura ambiente, presión atmosférica y la temperatura de los gases en

el sistema, esta mediante el uso de termocupla conectada al equipo. Todas estas mediciones

fueron directas y realizadas de manera similar en los diferentes puntos indicados en la

Figura 3.4.

43

Figura 3.1. Medidor de gases Testo.

Fuente: (TESTO, 2013)

3.3. Medición de flujo

La medición de flujo se realizó dependiendo de las dimensiones del ducto por el que

circulaban los gases. En el caso de ductos con posible presencia de polvo o con

dimensiones mayores a 0,5 m, se utilizó el tubo pitot para la medición, por lo que en este

caso las mediciones fueron indirectas midiendo diferencia de presión o presión estática. En

la Figura 3.2 se muestra el funcionamiento de un tubo pitot como el utilizado en la

realización de las mediciones, este tubo irá conectado a un manómetro digital que registra

las presiones estáticas.

Para el caso de dimensiones menores a 0,5 m y poca presencia de polvo se midieron con un

anemómetro marca Schiltknecht cuyo modelo es MiniAir 20, como el mostrado en la

Figura 3.3, el cual posee un límite superior de velocidad de 40 m/s.

44

Figura 3.2. Determinación del flujo de aire mediante tubo pitot.


Figura 3.3. Anemómetro Schiltknecht MiniAir 20.

Fuente: (Schiltknecht, 2013)

Para poder sumar los volúmenes y completar satisfactoriamente el balance fue necesario

normalizar los flujos considerando gas ideal, esto también debido a la variabilidad en su

composición y la limitación en la cantidad de puntos de medición disponibles.

La empresa ya cuenta con los puntos de medición establecidos, por lo que se utilizaron los

mismos, las mediciones realizadas en cada uno de ellos se encuentran en la Figura 3.4, el

aire falso se determinó por un balance de oxígeno en los equipos y los flujos faltantes

mediante los balances de gases.

45

3.4. Medición de presión estática

Para medir la presión o diferencia de presión en el sistema y la presión atmosférica se

utilizó el mismo medidor Testo mostrado en la Figura 3.1 y utilizado para múltiples

mediciones en el proyecto.

3.5. Resumen de mediciones

Además de los puntos de medición mostrados en la Figura 3.4, se debieron realizar

mediciones en los diferentes ductos de aire de suministro del quemador, como lo son aire

axial, radial, aire de combustión, además, se realizaron las mediciones para aires de

dilución primaria y secundaria. En estos puntos se midió el flujo con el anemómetro,

temperatura y presión estática. Así en el Cuadro 3.1 se muestra un resumen de los puntos de

medición, las variables medidas y el instrumento utilizado.

Figura 3.4. Puntos de medición y parámetros tomados para la realización de los balances.

Fuente: (Holcim, 2013)

46

Cuadro 3.1. Resumen de las mediciones a realizar en campo. Punto de medición Variables

medidas Instrumento de

medición

- Entrada al ventilador principal - Chimenea

Velocidad del aire

Temperatura

Presión

Oxigeno

Tubo de pitot

Medidor de gases

Medidor de gases

Medidor de gases

- Entrada al molino - Salida del molino

Temperatura

Presión

Oxígeno

Medidor de gases

- Aire de dilución primaria - Aire de dilución secundaria - Aire de transporte de combustible - Aire axial - Aire radial - Aire de combustión - Aire de enfriamiento

Velocidad del aire

Temperatura

Presión

Oxígeno

Anemómetro

Medidor de gases

Medidor de gases

Medidor de gases

47

CAPÍTULO 4

DESCRIPCIÓN DEL SISTEMA DE MOLIENDA DE PUZOLANA UTILIZADO POR HOLCIM COSTA RICA

4.1. Historia

Como parte de la alta demanda de cemento en Costa Rica en la década de los 90 Holcim

Costa Rica (antes INCSA) decidió tomar medidas para ampliar sus operaciones mediante la

modernización de su planta en Agua Caliente de Cartago. Esta modernización consistió en

la instalación de una línea de producción totalmente nueva en la cual se incluyó un sistema

de premolienda para la puzolana, esto debido a las altas propiedades abrasivas de este

material. Este molino fue instalado y puesto en operación en el año 2003.

4.2. Proceso de molienda de puzolana de Holcim Costa Rica

Para comprender mejor el sistema utilizado, en la Figura 4.1 se muestra el diagrama del

sistema de molienda de puzolana, como se observa, este proceso es totalmente

independiente del resto de la planta, lo que es ventajoso ya que si falla otra unidad este no

lo hará.

4.2.1. Alimentación al molino

El sistema inicia con la alimentación del material, la cual es de 42 ton/h, esto se realiza

mediante una banda transportadora la cual está provista de un detector de metales para

asegurar que únicamente ingrese material rocoso al sistema y así prevenir daños en el

equipo. La puzolana se encuentra almacenada en un galerón, en donde, utilizando un

cargador, se introduce al sistema de bandas.

El sistema de alimentación cuenta con un filtro de despolvamiento en la parte superior que

se encarga de atrapar el polvo del material que ingresa y devolverlo al sistema mediante

una válvula rotatoria la cual dosifica el material evitando contaminación al ambiente.

Para evitar el ingreso de aire falso al molino se utilizan pendulares en la entrada del mismo.

48

Figu

ra 4

.1. D

iagr

ama

del p

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olci

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Ric

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te: (

Man

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olci

m, 2

013)

49

En cuanto a las condiciones de entrada, el material ingresa a temperatura ambiente, presión

atmosférica y con una humedad aproximada de 12%.

4.2.2. Molino vertical de rodillos Pfeiffer

El funcionamiento del molino vertical de rodillos utilizado en la molienda de puzolana de la

plata de Holcim no difiere de los antes descritos, su marca es Pfiffer y consta de tres

rodillos cuyos diámetros rondan los 0,4 m. La capacidad es de 45 ton/h y posee una altura

de 12,2 m. El ingreso de los gases de transporte y secado al molino se da por la parte

inferior a una temperatura de 400 °C aproximadamente y salen del mismo a 90 °C.

El motor que hace girar la mesa tiene una potencia de 650 kW de los cuales se consumen o

utilizan únicamente 630 kW.

En el separador, la velocidad de operación se encuentra en el intervalo de 70 rev/min a 110

rev/min operando normalmente a 90 rev/min. Un diagrama del molino se muestra en la

Figura 4.2.

Figura 4.2. Molino Vertical de Rodillos.


50

Los sólidos que son rechazados por no cumplir con el tamaño requerido caen a la parte

inferior del molino en donde son llevados por medio de un transportador de cadena hasta un

elevador de cangilones que llevará el material a la banda de ingreso de material al molino,

este sistema se denomina sistema de rechazo.

Al molino, durante su operación, se le inyecta directamente a la mesa un flujo de 1500 L/h

de agua, para reducir daños en la misma.

4.2.3. Sistema de filtración

El material molido sale del molino junto con los gases, para separarlos se utiliza un filtro de

mangas cuya operación ya se explicó en la sección 2.8. En cuanto a los flujos, en la salida

se recomiendan valores de 190 000 m3/h a 200 000 m3/h, el valor medido por el sistema de

control es de 189 800 m3/h, mientras que el medido en campo fue de 180 000 m3/h.

Las condiciones de diseño del filtro utilizado se muestran en el Cuadro 4.1, se observa que

en el caso de la temperatura se tiene un máximo de 130 °C, mientras que los valores

medidos fueron de 90,5 °C y 80 °C en la entrada y salida del mismo, respectivamente.

Cuadro 4.1. Condiciones de diseño del filtro de mangas. Parámetro Valor

Volumen de diseño del baghouse 232 000Nm3/h Presión de entrada -1500 mmH2O

Temperatura 130 °C Densidad aparente para el polvo extraído 0,6 ton/m3

Extracción máxima de polvo 90 ton/h Contenido máximo de polvo del gas de entrada 45ton/h

Contenido de polvo del gas limpio <25mg/m3

4.2.4. Ventilación, chimenea y reciclo

Los gases que salen del filtro pasan a un ventilador de tiro inducido, el cual tiene la función

de transportar los gases y el aire en todo el sistema, una vez que los gases salen del

ventilador, parte del volumen total es arrojado al ambiente utilizando una chimenea

(aproximadamente 110 000 m3/h), mientras que 68 000 m3/h son devueltos al sistema por

medio de la recirculación.

51

Las características del ventilador utilizado se encuentran en el Cuadro 4.2 (condiciones de

ingreso), como se observa, la temperatura de ingreso máxima es de 150 °C, actualmente el

sistema opera en este punto a 80 °C por lo que no existe inconveniente alguno; en el

Cuadro 4.3 se presentan los parámetros de diseño del ventilador. Un diagrama bastante

claro del ventilador se muestra en la Figura 4.3.

Cuadro 4.2. Condiciones de ingreso al ventilador. Parámetro Valor

Temperatura máxima 150 °C Presión barométrica 85910 kPa

Cuadro 4.3. Condiciones de Operación y diseño del ventilador. Característica Diseño Normal Máxima

Peso específico del aire (kg/m3) 0,633 0,691 0,667 Flujo (m3/h) 270 699 229 860 144 606

Temperatura (°C) 110 98 98 Presión de ingreso Pa -9600 -7300 -8000

Crecimiento de la presión Pa 9600 7300 8000 Potencia absorbida del ventilador (kW) 824 709 734

Velocidad de rotación (rev/min) 1180 Potencia del motor (kW) 900

Figura 4.3. Ventilador de proceso utilizado en el sistema de molienda de puzolana.


52

4.2.5. Sistema generador de gases calientes

Como se mostró en la Figura 4.1, el sistema generador de gases consta de una cámara de

combustión, un quemador y tres ventiladores. Las características de operación

recomendadas por el fabricante son las mostradas en el Cuadro 4.4. Actualmente no se

utiliza bunker sino más bien aceite liviano con un flujo entre 500 kg/h y 700 kg/h. Como se

presentará más adelante, actualmente se opera dentro de las condiciones recomendadas.

Cuadro 4.4. Características de operación del generador de gases en molienda de puzolana. Salida máxima del generador 17 MW

Máximo flujo de bunker C 1530 kg/h Máximo flujo de aire de atomización 300 kg/h

Máximo flujo de carbón 2270 kg/h Relación “turn down” del carbón 1 a 3

Relación “turn down” de aceite pesado 1 a 5 Temperatura de ingreso aire dilución primario y secundario 30 °C máximo

Temperatura de ingreso del aire de dilución terciario 120 °C máximo Flujo másico de gas caliente ≤ 14 kg /h

Temperatura de salida del gas Entre 250°C y 450°C Fuente: (FCB, 2002)

Cámara de combustión.

En la Figura 4.4 se muestra un diagrama de la cámara de combustión instalada actualmente

en la plata, la misma, está dispuesta de forma vertical. Debido a las temperaturas que se

manejan y el tipo de combustible, se utiliza ladrillo aluminoso como refractario y

dispuestos como se encuentra en la parte (a) de la Figura 4.4, en la (b) se muestra el exterior

de la cámara. Las temperaturas en el interior de la cámara rondan los 900 °C y es en este

espacio en donde se lleva a cabo la combustión y por tanto la generación de los gases.

La cámara de combustión tiene una altura de 12,3 m y su diámetro cambia en varias de las

secciones de la misma, aunque la mayor parte mide 3,5 m. Los gases deben salir de la

cámara a 400 °C para garantizar el secado del material en el molino.

Cierta parte del gas que se recircula al sistema es utilizado como aire terciario de dilución,

con el cual se completará la combustión, aumentará el volumen y bajará la temperatura de

los gases generados; las condiciones de entrada de este aire se muestran en el Cuadro 4.5,

se indica que el contenido de polvo debe ser sumamente bajo y además no abrasivo, a

53

pesar de esto, el sistema ha sido utilizado en donde hay presencia de polvo de puzolana que

se conoce que es sumamente abrasivo. En cuanto a la temperatura, tanto en la chimenea

como en la recirculación, es de aproximadamente 95 °C, por lo que cumple con la

característica deseada menor a 120 °C.

(a) (b)

Figura 4.4. Cámara de combustión (a) disposición del ladrillo en el interior (b) exterior. Fuente: (Manual Holcim, 2013)

Cuadro 4.5. Condiciones de operación para aire terciario. Temperatura máxima 120 °C Contenido de polvo ≤2 mg /Nm3

Tipo de polvo No abrasivo Contenido de oxígeno > 15% base seca

Flujo máximo y mínimo 53 700 Nm3/h - 91 900 Nm3/h Presión de ingreso ≤ 1 da a

Fuente: (FCB, 2002)

Equipo de ventilación.

Para suministrar el aire necesario para la combustión, el de exceso y el de enfriamiento, se

utilizan tres ventiladores que suministran aire en diferentes secciones del equipo. El de

mayor importancia es el que suministra el aire al quemador del sistema, este, como se

mostrará más adelante, se divide en aire central, axial, radial y enfriamiento, sus

características se muestran en el Cuadro 4.6.

54

Cuadro 4.6. Características del ventilador de aire primario. Tipo Centrífugo

Flujo máximo 23 600 Nm3/h Presión estática 350 daPa

Potencia del motor 45 HP Velocidad de rotación 1800 rpm

Fuente: (FCB, 2002)

Los otros dos corresponden al suministro de aire de dilución primario y secundario y sus

características se muestran en el Cuadro 4.7. El aire en estos puntos es utilizado para ayudar

a completar la combustión y enfriar los gases generados desde 900 °C a 400 °C, además

aumentan el flujo. En el diagrama de la Figura 4.1 se observan al lado derecho de la cámara

de combustión los tres ventiladores mencionados. El aire en el ventilador superior ingresa a

aproximadamente 29 °C, mientras que en los de dilución lo hace a temperatura ambiente la

cual ronda los 25 °C.

Cuadro 4.7. Características de los ventiladores de aire de dilución. Tipo Centrífugo

Flujo máximo 23 600 Nm3/h Presión estática 100 daPa

Potencia del motor 15 HP Velocidad de rotación 1800 rpm

Fuente: (FCB, 2002)

Quemador de combustible El quemador, al igual que la cámara de combustión, es marca Pillard y es multicanal

diseñado originalmente para quemar carbón y búnker, aunque actualmente se utiliza

también aceite liviano como combustible alternativo, eliminando totalmente el uso de

búnker. El quemador cuenta con un sistema de ignición con gas propano, la parte superior

del quemador se muestra en la imagen de la Figura 4.5.

55

Figura 4.5. Quemador del generador de gases.

El aire del ventilador superior se encarga de suministrar el aire a los diferentes canales del

quemador, como se observa en la Figura 4.6, la primera desviación de arriba hacia abajo

corresponde al aire de enfriamiento para los diferentes canales y corresponde al de menor

flujo. Seguido se observa el desvío de aire radial el cual tiene el mayor flujo, seguido del

aire axial. Por último se tiene el aire de combustión el cual ingresa por orificios ubicados en

el cono de la cámara de combustión. Un diagrama completo del generador de gases,

ventiladores y quemador se muestra en la Figura 4.7.

Figura 4.6. Diagrama del quemador multicanal del generador de gases calientes.

Fuente: (FCB, 2002)

56

Figura 4.7. Generador de gases del sistema de molienda.


Todo el sistema de molienda se encuentra automatizado y es operado mediante un sistema

de instrumentación y control desde una sala de control.

4.3. Balances de masa y energía para el sistema de molienda de puzolana

Anteriormente se indicaron las salidas y entradas más comunes en un sistema como el

estudiado; para facilitar el análisis y los cálculos se dividió en dos secciones: el molino y el

generador de gases.

Antes de realizar las mediciones fue necesario hacer una inspección visual para conocer a

fondo el funcionamiento del sistema, establecer las mediciones mínimas requeridas y

determinar los puntos o lugares en donde se llevaron a cabo las mismas, la manera en cómo

se realizaron las medidas se muestran en el apartado de metodología.

57

4.3.1. Balance de gases en el generador.

Para facilitar la comprensión del sistema es importante indicar todas las entradas y salidas

en el equipo, por esto en la Figura 4.8 se muestra un diagrama de la estufa en la que se

indican las salidas y entradas de gas.

Se realizó el balance para los gases, ya que para este caso es lo que interesa, por lo que la

formación de cenizas u otras sustancias que pudieran entrar al sistema no fueron tomadas

en cuenta.

Figura 4.8. Salidas y entradas de gas en el generador.

Fuente: (Elaboración propia)

En este caso se realizaron las mediciones directas en el aire de combustión, dilución

primaria y secundaria. La recirculación se calculó como la diferencia entre el flujo total

medido en el ventilador y lo desechado por la chimenea. Así el balance queda como se

muestra en la Ecuación 4.1.

ire comb ire dil-pri ire dil sec a sesrecir e neración = onsumo a sessalida (4.1)

58

Los resultados principales del balance se muestran en el Cuadro 4.8, la cantidad total de

gases en la salida del generador se determinó a partir de los valores de entrada, además,

para el cálculo de la generación de gas y consumo de aire en la combustión se utilizaron las

reglas de Holcim S.A. presentadas anteriormente para el carbón. Como las condiciones de

presión y temperatura varían considerablemente dentro del sistema, los flujos se reportan

normalizados para poder realizar las valoraciones correspondientes.

En la información mostrada se observa que la cantidad de gases generados en el sistema es

de 6303 Nm3/h, valor muy bajo en comparación a la cantidad total utilizada para secar la

puzolana la cual es de 67850 Nm3/h, esto lo que indica entonces es que el sistema tiene

como función principal calentar los gases recirculados y el aire en exceso suministrado,

alcanzando así una temperatura de 430 °C la cual es definida por Holcim S.A como la

requerida para el secado adecuado del material.

Cuadro 4.8. Balance de gases en el generador.

Descripción O2 T P Gas total (%) (°C) (mbar) (Nm3/h)

Aire de combustión 21 --- --- 10 550 Aire de dilución primaria 21 24,1 -5,7 8720 Aire dilución secundario 21 24,5 -2,6 5710

Recirculación 18,8 95,1 -3,0 42 420 Generación --- --- --- 6303 Consumo --- --- --- 5853

Salida de gases 17,5 430 -6,8 67 850

4.3.2. Balance de gases en el molino.

El caso del molino es más sencillo que el del generador de gases ya que no hay reacciones

químicas involucradas, la evaporación de los 1500 L/h utilizados para enfriar la mesa del

molino se deben tomar en cuenta. Así se muestra un diagrama del volumen de control

seleccionado para este caso en la Figura 4.9 y el balance en la Ecuación 4.2.

ire ing mol ire falso = a sessalida (4.2)

59

Figura 4.9. Volumen de control en el molino.

Fuente: (Elaboración propia) Tanto en la salida como en la entrada del molino se realizó la medición de oxígeno

presente, temperatura y presión, tal como se muestra en el Cuadro 4.9, en el caso del flujo

de entrada es el mismo que salió del generador de gases mientras que el flujo de salida se

determinó mediante el balance de gases. El aire falso se determinó mediante un balance de

oxígeno en el mismo volumen de control; este generalmente corresponde a aire que ingresa

por diferentes zonas del equipo, por ejemplo, en el caso del molino, el ducto de entrada de

la puzolana es una fuente común de este aire.

Cuadro 4.9. Balance de gases en el molino.

Descripción O2 T P Gas total (%) (°C) (mbar) (Nm3/h)

Ingreso al molino 17,5 430 -6,8 67 850 Vapor --- --- --- 8128

Aire falso --- --- --- 20 045 Salida de gases 18,3 90 -36,7 96 023

4.3.3. Balance de energía en el generador de gases.

En el Cuadro 4.10 y 4.11 se muestran los resultados obtenidos para el balance energético en

el generador de gases, tanto en la entrada como en la salida del mismo. Por conservación de

60

energía se determinó la cantidad de energía que se perdió por radiación, convección u otros

medios que no fueron posibles de cuantificar, en este caso corresponde a 1,623 MW, que

equivalen a un 16% del total. Otro punto que se logró determinar que el calor entregado por

el combustible, en este caso la operación fue con carbón, es de 8,33 MW lo que

corresponde a aproximadamente un 80% de la contribución energética en el generador, ya

que el otro 20% es entregado por el aceite, aunque como se observa en el Cuadro 4.10, en

el momento de la medición esta energía bajó hasta 7,7 MW. Este valor es sumamente

importante en la investigación ya que al momento de realizar la sustitución del combustible,

el petcoke deberá entregar la misma cantidad de energía que el anterior para lograr

condiciones de operación similares a las utilizadas actualmente.

Cuadro 4.10. Entradas energéticas al generador de gases. Energía (kW)

Entradas Gases de recirculación 1030,52

Motor del ventilador principal VE2 709,00 Motor del ventilador de aire al cono VE3 60,00

Motor del ventilador de aire de dilución primaria VE4 20,00 Motor del ventilador de aire de dilución secundaria VE5 20,00

Calor sensible del combustible 21,74 Calor de combustión 7708,00

Aire axial 10,50 Aire radial 4,23 Aire central 1,11

Aire Transporte 24,27 Aire de combustión 16,05

Aire de dilución primario 13,23 Vapor en la recirculación 206,87

Aire de dilución secundario 9,28 Total entradas 9854,79 Cuadro 4.11. Salidas energéticas en el generador de gases.

Salidas Energía (kW) Gases de salida 8131,82

Calor sensible vapor en el aire 993,25 Total 9125,07

Pérdidas por radiación, convección y otras no cuantificables 729,72 % 7,40

61

4.3.4. Balance de energía en el molino vertical de puzolana

En el caso del molino, el balance se realizó para tener claro cuál es el estado actual del

mismo, la contribución más importante es la del calor sensible de los gases que corresponde

a 8 MW, tal como se observa en el Cuadro 4.12. Este calor será el encargado de secar el

material que ingresa hasta obtener una humedad en la salida del material aproximada al

0,2%, en este punto la temperatura será de 90 °C, en el Cuadro 4.13 se observan las salidas

en donde mediante el balance se determinó que se tiene cerca de un 10% de pérdidas.

Cuadro 4.12. Entradas energéticas al Molino vertical de puzolana.

Entradas Energía (kW) Motor del molino 631

Motor del separador 14 Motor del ventilador 709

Calor sensible agua inyectada 12,20 Calor sensible de gases 8004,60

Calor sensible Aire Falso 30,24 Calor sensible vapor 964,04

Calor sensible alimentación 61,25 Total entradas 10426,33

Cuadro 4.13. Salidas energéticas del Molino vertical de puzolana.

Salidas Energía (kW) Gases de salida 1638,58 Producto seco 600,08

Aire falso 423,35 Evaporación de agua inyectada 6223

Calor sensible del vapor formado 335,45 Calor sensible del vapor que había ingresado 198,42

Salidas medibles 9418,88 Pérdidas por rad, convección y otras no cuantificables 1007,45

% Pérdidas 9,66

4.4. Aspectos relevantes a tomar en cuenta para lograr la sustitución

Mediante la investigación bibliográfica y consulta a diferentes profesionales de Holcim se

lograron establecer los puntos más importantes a considerar para llevar a cabo la sustitución

62

del combustible propuesta, en esta sección se presenta las generalidades sobre estos

aspectos y su estado actual determinado mediante la realización de las mediciones

necesarias en el sistema. Con lo anterior se podrá plantear las modificaciones a realizar para

cumplir con los requerimientos más importantes planteados en el Capítulo 2 sección 5,

tanto del petcoke como del sistema en general para poder utilizar este combustible.

4.4.1. Impulso específico

Para lograr determinar el impulso específico con que opera actualmente el sistema, se

realizaron mediciones de presión estática para los diferentes aires utilizados en el

quemador, además se realizaron mediciones de flujo y temperatura. El flujo de operación

de carbón utilizado fue de 1110 kg/h, con un calor de combustión de 27 025 kJ/kg.

Mediante la aplicación de las Ecuaciones 2.6 y 2.7 se logró determinar que el impulso

específico actual es de 4,6 N/MW, el cual es un valor bajo incluso para la operación actual

con carbón, ya que el valor mínimo recomendado es de 6 N/MW y de 7 N/MW para el

petcoke, además la cantidad de aire primario es sumamente alto (61,4%). En el Capítulo 5

se plantearán las modificaciones necesarias en el sistema para llevar el impulso a valores

recomendados y minimizar el aire primario.

4.4.2. Tiempo de residencia

Para asegurar que el petcoke es quemado por completo, se debe garantizar un tiempo de

residencia (τ) en la cámara de combustión mayor a 4 segundos. odo el aire ue ingresa al

sistema fue medido y se puede observar la distribución del mismo en el Cuadro 4.14. Para

este caso, debido a que el volumen consumido en la combustión es similar al generado, no

se considerará la generación de gases.

Cuadro 4.14. Distribución de aire actual en el generador de gases calientes.

Axial Radial Enfriamiento Combustión Dilución primaria

Dilución secundaria Total

lujo (Nm /h) 16 126 8 46 8720 5710 2 86

63

El análisis del τ se realizó desde dos perspectivas, la primera considerando u e el

combustible se quema totalmente en una porción del volumen de la cámara,

específicamente hasta la entrada del aire de dilución secundario. En este caso, el flujo

volumétrico fue de 18 150 Nm3/h o 80 313,8 m3/h y el volumen de 69,5 m3 tal como se

muestra en la Figura 4.10.

Figura 4.10. Primer volumen utilizado para análisis del tiempo de residencia. Fuente: (Elaboración propia)

Para este primer caso el tiempo de residencia determinado fue de 3,12 segundos, valor

considerablemente menor a los 4 segundos recomendados.

La segunda perspectiva que se analizó fue el caso en el que la combustión sucede en toda

la estufa por lo que se deberá considerar el volumen completo que se muestra en la Figura

4.11 que corresponde a 94 m3, en este caso el flujo a través de la cámara es de 100400m3/h,

ya que sí considera el aire de dilución secundario, al normalizar cada una de las

contribuciones a este flujo y sumarlas se obtuvieron 23860 Nm3/h que es el flujo de gases

total que se muestra en el Cuadro 4.14, el tiempo de residencia calculado ahora fue de 3,37

segundos.

Volumen

69.5 m3

64

4.4.3. Tamaño de partícula

En el Capítulo 2, sección 5.5 se muestra que el carbón para que sea quemado

adecuadamente debe tener una fracción de retenido menor o igual al 10% en un tamiz de 90

µm de abertura, mientras que para el petcoke debe tener un máximo de retenido de 5% en

un tamiz con la misma abertura y 1% en uno con 200 µm, esto se debe a que el petcoke

posee menos componentes volátiles que dificultan su combustión por lo que se debe reducir

su tamaño para aumentar su área de contacto.

Figura 4.11. Segundo volumen utilizado para análisis del tiempo de residencia.

Fuente: (Elaboración propia)

Actualmente Holcim Costa Rica posee un molino de combustibles sólidos, en donde reduce

el tamaño del petcoke utilizado en las otras operaciones de la planta y el carbón utilizado en

el sistema de molienda de puzolana. Por lo anterior, alcanzar el tamaño requerido en el

petcoke no supondrá ninguna modificación o implementación de una nueva tecnología ya

que la actual suple la necesidad.

65

CAPÍTULO 5

MODIFICACIONES PROPUESTAS PARA REALIZAR LA SUSTITUCIÓN DEL COMBUSTIBLE EN EL SISTEMA ACTUAL

A partir de los datos obtenidos en los balances, las condiciones actuales de operación, el

tiempo de residencia, impulso específico de la llama y las condiciones requeridas para la

combustión correcta del petcoke, en este capítulo se plantearan una serie de modificaciones

en los equipos y cambios en algunos parámetros de operación para llevar a cabo la

sustitución de combustible propuesta.

Es importante recalcar que estas modificaciones solucionaran el problema de ignición del

petcoke debido a su contenido bajo de compuestos volátiles.

5.1. Impulso específico

Como se determinó anteriormente, el valor del impulso específico de llama actual es de 4,5

N/MW el cual se encuentra bajo en comparación a los 6 N/MW requeridos. Es importante

mencionar que para un quemador multicanal como el estudiado, el impulso total será la

suma de los impulsos de cada uno de los canales. De las Ecuaciones 2.6 y 2.7 se puede

concluir que para poder aumentar esta condición y lograr que la llama posea la fuerza

suficiente para quemar el petcoke, se podrá únicamente aumentar la velocidad de inyección

en la boquilla del canal, esto porque no es recomendable disminuir el flujo de combustible

ya que disminuirá el requerimiento energético. Igualmente se podría aumentar el flujo de

aire pero aumentaría la cantidad de aire primario y disminuiría el tiempo de residencia.

5.1.1. Presiones del aire

Con la velocidad de inyección como única posible variable a modificar, se determina de

acuerdo al Ecuación 5.1 que es posible aumentarla al subir la presión de suministro del aire

en el canal que se analiza.

√

( ) [ (

)

] (5.1)

En el Cuadro 5.1 se muestra la distribución de flujo para el quemador y la contribución al

impulso total de cada uno de los canales. El que mayor contribuye es el aire axial

66

alcanzando un valor cercano al 70% del valor total del impulso, seguido del radial con un

20% y el central con apenas un 10%. Por lo anterior se realizó únicamente un análisis de las

presiones del aire axial y radial.

Cuadro 5.1. Contribución de cada aire al impulso total.

Flujo (Nm3/h)

Velocidad de inyección

(m/s)

Presión estática (mbar)

Impulso específico (N/MW)

Contribución impulso total

Aire axial 3160 23 2,50 3,1 67,9 % Aire Radial 1260 18 1,75 1,0 21,9 % Aire central 380 28 3,70 0,5 10,2 %

Por recomendación técnica, para realizar la variación de presiones se mantuvo la relación

presión axial, presión radial, en un valor aproximado a 1,5, en el Cuadro 5.2 se muestran

los valores que deben alcanzar las presiones estáticas para lograr un impulso específico de 6

N/MW y de 7 N/MW, esto manteniendo las otras variables constantes.

Cuadro 5.2. Presiones estáticas propuestas.

Flujo (Nm3/h)

Velocidad de inyección

(m/s)


Impulso específico Total (N/MW)

Aire axial 3160 32 4,90 6,2 Aire Radial 1260 26 3,40 Aire axial 3160 38 7,00 7,2 Aire Radial 1260 29 4,50

Como se observa, el aumento en la presión estática que se debe realizar parece

considerable, siendo del 280% para el aire axial y de 260% para el aire radial, sin embargo,

al consultar las especificaciones del ventilador que suministra estos aires se encontró que

este posee una entrega de presión estática de diseño de 35 mbar, valor muy alto en

comparación a la entrega actual, por lo que realizando los ajustes necesarios en la operación

del ventilador se pueden alcanzar las presiones necesarias con facilidad.

Una posible causa de la baja entrega de presión actual del ventilador puede ser el diseño de

la entrada del aire, ya que la misma está comprendida por una especie de malla que con el

pasar del tiempo se puede obstruir, una vez que se determinó este problema se dio aviso a

67

los responsables y se giró un aviso de trabajo para realizar una revisión a todo el

funcionamiento actual del ventilador.

5.2. Tiempo de residencia

En la sección 4.4.2 se determinó el tiempo de residencia en la operación actual del sistema,

esto para los dos volúmenes utilizados. En ambos casos el tiempo de residencia fue menor a

4,0 segundos, siendo 3,12 s utilizando un volumen de la cámara de 69,50 m3 y 3,37 s para

94 m3. Para llevar el tiempo de residencia hasta 4 segundos se plantean dos posibles

soluciones, esto basándose en la definición de tiempo de residencia como la razón del

volumen y el flujo de gases. La primera consistió en disminuir el flujo de los gases y la

segunda aumentar el volumen de la cámara de combustión.

5.2.1. Disminuir flujos de aire

Utilizando un volumen de 69,5 m3

El flujo sin incluir el aire de dilución secundario corresponde a 18150 Nm3/h o 80313 m3/h

de los cuales 9430 Nm3/h son suministrados por medio de los diferentes canales del

quemador y 8720 Nm3/h corresponden al aire de dilución primario. Teniendo el volumen

de la cámara de combustión y el tiempo de residencia deseado, se calcula el nuevo flujo de

aire requerido, en este caso corresponde a 62553 m3/h. En el Cuadro 5.3 se muestran los

valores de flujo actuales y su contribución al total, así como los valores de flujo propuestos

respetando la proporción actual.

Cuadro 5.3. Flujos para el tiempo de residencia actual y el tiempo de residencia buscado.

Flujo (m3/s)

Flujo (m3/h)

Flujo (Nm3/h)

Flujo en el quemador (Nm3/h)

Flujo Dilución primaria (Nm3/h)

τ = ,12 s 22,31 80 313,80 18 150 9430 8720 Contribución 51% 49% τ =4 s 17,38 62 553,47 14 136,37 7209,55 6926,82

Aumentar el tiempo de residencia de esta manera implica una diminución de

aproximadamente 4000 Nm3/h lo que corresponde a aproximadamente un 22% en el flujo

total de aire. Bajar el flujo en estas proporciones puede ocasionar problemas en el sistema

como lo es el secado inadecuado de la puzolana, variaciones inesperadas en las condiciones

68

de operación, además, un parámetro tan importante en la combustión como es el impulso de

la llama puede cambiar. Por lo anterior, se calcularon los valores de impulso con los nuevos

flujos, pero antes, se distribuyó el nuevo flujo en el quemador en los diferentes canales,

dejando como constante la proporción de cada uno utilizada actualmente, tal como se

observa en el Cuadro 5.4.

Cuadro 5.4. Distribución de aires actual y para un tiempo residencia de 4 segundos en el quemador

Axial Radial Enfriamiento Combustión Total lujo operación

(Nm /h) 16 126 8 46 4

lujo operación (%) , 1 ,4 4, 4 ,1 1

lujo para τ = 4, s (Nm

/h)

241 6 2 1 4 2

Ahora bien, al analizar el impulso se observó que el valor disminuiría desde los 4,5 N/MW

de operación actual hasta 3,82 N/MW con un porcentaje de aire primario de 52%, esto

indica que, aunque es posible disminuir el flujo, el impulso bajaría impidiendo una buena

combustión con petcoke como combustible, además de que la cantidad de aire para el

transporte y secado bajaría, limitando la operación adecuada del sistema de molienda.

Utilizando un volumen de 94 m3

La segunda perspectiva a analizar es que la combustión sucede en toda la estufa por lo que

se deberá considerar el volumen completo que se muestra en la Figura 4.11, que

corresponde a 94 m3 con un flujo de 100400 m3/h, los nuevos flujos calculados se muestran

en el Cuadro 5.5.

Cuadro 5.5. Flujos para el tiempo de residencia actual y el tiempo de residencia buscado.

Flujo (m3/s)

Flujo (m3/h)

Flujo (Nm3/h)


Flujo Dilución primaria y secundaria

(Nm3/h) τ = , 27,95 100 400 23860,00 9430 14430 Contribución 39,5% 60,5% τ =4 23,5 84 600 20 100,90 7944,34 12 156,60

69

En este caso el flujo normal que ingresa por el cono es nuevamente de 9430 Nm3/h y la

distribución del mismo por los diferentes canales del quemador se muestra en el Cuadro

5.6, en donde además, se muestra cuanto bajan los flujos para lograr un tiempo de

residencia de 4 segundos.

Cuadro 5.6. Distribución de aire actual y requerido para obtener 4 segundos de tiempo de residencia.

Axial Radial Enfriamiento Combustión Total lujo operación

(Nm /h) 3160 1260 380 4630 9430,0

lujo operación (%) 33,5 13,4 4,0 49,1 100


/h)

2662 1062 320 3900 7944

Los nuevos flujos, aunque son mayores que los mostrados en el Cuadro 5.4, brindarán un

impulso de 3,82 N/MW, valor que nuevamente limita la adecuada operación debido a que

se encuentra muy por debajo de los 7 N/MW requeridos.

De lo expuesto anteriormente, se determina que no es recomendable variar los flujos, por lo

que a continuación se analiza la posibilidad de aumentar el volumen de la cámara para

elevar el tiempo de residencia.

5.2.2. Aumentar volumen de la cámara de combustión

Nuevamente, se analizó la variación del tiempo de residencia utilizando los dos volúmenes

con la diferencia de que, para este caso, los flujos de gases se mantienen constantes, por lo

que lo único que se varió fue el volumen de la cámara de combustión.

La ampliación del cuerpo de la cámara de combustión se deberá realizar en la parte en

donde el diámetro es constante, esto debido a que si se incluyen deformaciones se deberá

realizar un mayor trabajo con el acero y el refractario lo que se traduciría en mayores

costos. El área en donde se propone realizar las modificaciones se encuentra indicada en la

Figura 5.1 y se encuentra entre el metro 3 y el 4 en donde el diámetro es de 3,39 m.

70

Para el caso en el que el tiempo de residencia buscado es de 4 segundos y el flujo total de

gases de 80313 m3/h se determinó que el volumen deberá pasar de 69,5 m3 a 89,24 m3, es

decir, se requerirá aumentar la altura en 2,07 m. la cantidad de ladrillo refractario para

cubrir este volumen será de 2,7 m3 mientras que se requerirán 0,347 m3 de acero para la

construcción de la nueva parte del cuerpo de la cámara.

Figura 5.1. Zona de la cámara disponible para modificación.

Fuente:(Elaboración propia) La segunda perspectiva, en donde se tomó en cuenta el flujo de aire de dilución secundaria,

produciendo un aumento en el flujo hasta un valor de 100400 m3/h, arrojó como resultado

un aumento en la altura de 1,84 m, lo que corresponde a aumentar el volumen desde 94 m3

a aproximadamente 111 m3, un volumen de refractario de 2,39 m3 y 0,309 m3 de acero,

esto para alcanzar los 4 segundos en el tiempo de residencia. El valor de altura, como es de

esperar, es menor cuando se asume que la combustión se da en toda la cámara, ya que el

volumen será mayor, por lo que para un flujo similar se obtendrá un mayor tiempo

residencia.

El tipo de refractario a utilizar es de tipo aluminoso que funcionará también utilizando

petcoke como combustible, mientras que la cámara está fabricada en acero el cual será

utilizado para la ampliación.

71

5.3. Altura del quemador en el cono, experiencia con el precalcinador.

Las características de combustión del petcoke hacen que se tenga una llama más ancha, por

lo que para quemar este combustible, se deberá de realizar una modificación en el

quemador y así evitar daños en el refractario y cuerpo del cono de la cámara de

combustión. Anteriormente se aplicó una modificación en el precalcinador de la torre de la

planta para poder utilizar petcoke. A continuación se muestran algunos de los resultados

obtenidos con esta modificación:

No más daños en el refractario. Mejor combustión del petcoke, incluso con impulsos bajos. Uso de petcoke entre 1% y 2% de retenido en un tamiz de 90µm. Se sustituyó exitosamente el carbón y el búnker por petcoke y AFR. Como primer paso se propone realizar una ampliación de la punta del quemador, este

consiste, como ya se indicó, en un cilindro de acero que estará recubierto por material

refractario, la ampliación del mismo, según el Ingeniero Adrián Morales del grupo de

optimización de proceso de Holcim, podría llevarse a cabo en la misma empresa y la

distancia a ampliar será determinada por la experiencia en la misma empresa y la del

suplidor del quemador existente, Pillard, aunque se estima que rondará los 80 cm.

Para el caso del quemador estudiado, se propone hacer una modificación similar a la

realizada en el precalcinador, que consiste en un sistema en donde se pueda desplazar el

quemador a diferentes alturas dentro del cono de la cámara de combustión, esto se puede

lograr mediante un sistema de soportes como el que se muestra en la Figura 5.2. Hay 3

soportes fijos al precalcinador, con diferentes posiciones para fijar, al quemador también se

fijan tres soportes que irán dentro de los primeros fijándolos a diferentes posiciones

mediante cuñas.

Dentro de la instalación se debe considerar también la modificación de las tuberías de

suministro de aire al quemador, específicamente las indicadas en la Figura 5.3, estas deben

ser sustituidas por tuberías flexibles como la que se utiliza en el precalcinador actualmente,

permitiendo el desplazamiento del quemador.

72

Figura 5.2. Modificación realizada en el precalcinador.

Fuente:(Holcim, 2013)

Figura 5.3. Tuberías que deben ser sustituidas.


73

Figura 5.4. Tubería Flexible utilizada en el quemador del precalcinador.


5.4. Cantidad a utilizar del nuevo combustible para la operación

En el Capítulo 6 se mostrará que el precio del petcoke es considerablemente menor que el

del carbón, sin embargo primero es importante determinar la cantidad del nuevo

combustible que se utilizará en el sistema.

La cantidad de petcoke que se utilizará en la operación será la que cumpla con el mismo

consumo térmico que la operación actual con carbón, así si se entrega la misma cantidad de

energía, se garantiza que se cumplan las condiciones de temperatura requeridas.

El consumo térmico aproximado para el 2013 ronda los 1000 MJ por tonelada de puzolana

producida, además, en el Cuadro 5.7 se muestra el consumo en GJ/año que debe ser

suministrado mediante el combustible, de este total, el 20% es suministrado por aceite y el

80% actualmente por carbón, cerca de 80560 GJ/año.

Cuadro 5.7. Consumo térmico para el sistema de molienda de puzolana. Consumo térmico (MJ/ton) Puzolana (ton/año) Consumo (GJ/año)

1000 100 697 100 697

Sabiendo que el poder calorífico del petcoke es mayor que el del carbón, se espera que el

consumo sea más bajo, en el Cuadro 5.8 se muestran los valores obtenidos a partir del

74

consumo energético, en donde se verifica lo anterior con un ahorro de combustible de 743,6

ton/año.

Cuadro 5.8. Requerimiento de carbón y petcoke para entregar 80560 GJ/año.

Combustible Poder calorífico (kJ/kg) Consumo (ton/año)

Carbón 25 000 3222,3 Petcoke 32 500 2478,7

5.5. Resumen de modificaciones

En el Cuadro 5.9 se muestra un resumen de las modificaciones necesarias para operar el

sistema de molienda utilizando petcoke como combustible.

Cuadro 5.9. Resumen de modificaciones para llevar a cabo la sustitución. Modificación Condición actual Condición final

Impulso específico 4,5 N/MW 6,2 N/MW – 7,2 N/MW Presión estática del aire axial 3,1 mbar 4,9 mbar – 7 mbar Presión estática del aire radial 1,75 mbar 3,4 mbar - 4,5 mbar

Tiempo de residencia Caso 1: 3,12 s Caso 2: 3,37 s 4 s

Aumento volumen de la cámara de gases Caso 1: 69,50 m3 Caso 2: 94,00 m3

Caso 1: 89,25 m3 Caso 2: 111,6 m3

Aumento de la longitud del quemador --- 80 cm Cantidad de combustible a utilizar 3222,3 ton/año 2478,7 ton/año

75

CAPÍTULO 6

EVALUACIÓN ECONÓMICA PRELIMINAR DE LA SUSTITUCIÓN DEL COMBUSTIBLE PROPUESTA

En este capítulo se presentan los costos de las modificaciones al sistema de molienda de

puzolana que se proponen para llevar a cabo la sustitución del combustible, así también se

realizará un análisis de rentabilidad basándose en el método de inversión incremental

expuesto en el Capítulo 2.

6.1. Costo de las modificaciones

Holcim Costa Rica cuenta con proveedores de todos los materiales que se requieren para

llevar a cabo la modificación ya que los materiales requeridos son de uso común en la

empresa.

6.1.1. Acero para la cámara de combustión

El costo del acero se mide generalmente por kilogramo del mismo, en el caso mostrado en

el Cuadro 6.1 corresponde al valor por kg ya instalado utilizado en la empresa, se muestra

para los dos volúmenes de combustión analizados en donde la diferencia entre las dos

posibilidades ronda los 2000 dólares.

Cuadro 6.1. Valor del acero requerido para la ampliación de HGG.

Volumen requerido

de acero (m3)

Densidad (kg/m3)

Masa requerida

(kg)

Costo material instalado

($/kg)

Costo total ($)

Caso 1: 69,5 m3 0,347

7850 2725,7

7 19 080

Caso 2: 94 m3 0,309 2428,1 16 997

6.1.2. Refractario para la cámara de combustión

Al igual que el acero, en la empresa manejan un valor por unidad de masa para el ladrillo

refractario requerido para toda la cámara de combustión, este corresponde a 2,8 $/kg

incluyendo el costo de instalación, al tratarse de dos alturas diferentes el valor total de las

76

modificaciones difiere entre casos cerca de 2000 dólares, tal como se muestra en el Cuadro

6.2.

Cuadro 6.2. Valor del ladrillo refractario requerido para la ampliación de HGG.

Volumen requerido

de refractario (m3)

Densidad (kg/m3)

Masa requerida

(kg)


($/kg)

Costo total ($)

Caso 1: 69,5 m3 2,70

2800 7560

2,8 20 991

Caso 2: 94 m3 2,39 6692 18 700

6.1.3. Aumento en la longitud del quemador, soportes móviles y en la altura de la

plataforma

Como se indicó anteriormente, debido a la posibilidad de formación de una llama ancha e

intensa generada por el petcoke como combustible, se debe ampliar la longitud del

quemador, además, construir un sistema de soportes que permitan la movilidad del

quemador en el cono de la cámara de combustión. Los precios de ambas modificaciones

que se proponen son basados en la experiencia en una modificación similar realizada en el

quemador multicanal del precalcinador de la planta, para el caso de la expansión del

quemador, el departamento de proyectos realizó una estimación cuyo valor es cercano a los

$10 000 mientras que para la construcción del sistema de soportes se deberá realizar un

gasto aproximado de $20 000, incluyendo el sistema de tuberías flexibles.

Como se requiere un aumento en la altura del quemador, se debe, ya sea ampliar la

plataforma existente o construir una nueva sobre la que está. Debido a la complejidad de la

construcción, variedad de materiales como tubos para las barandas, material para el piso,

gradas, concreto para las bases, se consultó a expertos del área de mantenimiento y

proyectos de la empresa sobre el valor de una construcción así, y se concluyó que el costo

rondará los 100 000 dólares sin exceder este valor.

6.1.4. Costo total del proyecto

Para los proyectos de su empresa, Holcim Costa Rica acostumbra utilizar un 20% de

contingencia o imprevistos, en el Cuadro 6.3 se muestran todos los costos descritos

77

anteriormente así como el valor total aproximado del proyecto, esto para los dos casos

estudiados.

La diferencia entre ambos casos es la altura de la cámara de combustión propuesta, por lo

que los costos variarán de un caso a otro únicamente en el refractario y en el acero

requerido para dicha modificación. Al final, si no se considera todo el volumen de la estufa,

se requerirán 181 000 dólares, mientras que para el segundo caso, el valor es menor y

corresponde a 175 400 dólares.

Cuadro 6.3. Costos aproximados para las modificaciones propuestas.

Modificación Costos Volumen 69,5 m3 ($)

Costos Volumen de 94 m3 ($)

Cuerpo (acero) 20 000 17 000

Soportes 20 000 20 000

Extensión quemador 10 000 10 000

Subtotal 50 000 47 000

Imprevistos 20% 10 000 9400

Subtotal 60 000 56 400

Refractario 21 000 19 000

Plataforma 100 000 100 000

Total aproximado 181 000 175 400

6.2. Costo de operación con petcoke y carbón

A partir de la cantidad de cada uno de los combustibles determinado en la Sección 5.4, se

realizó el costo que demanda la utilización de cada uno de ellos, en el Cuadro 6.4 se

muestran los resultados obtenidos, en donde se observa que además de poseer un poder

calorífico mayor y requerir menos cantidad para la operación, el precio del petcoke es 24

dólares por tonelada menor que el del carbón, lo que genera que la diferencia entre

operaciones sea cercana a los 178 000 dólares anuales. Este valor se traduce en ahorro, ya

que si se utiliza petcoke la operación será similar a la actual, es decir no subirán los costos

de operación.

78

Otro indicador importante mostrado en el Cuadro 6.4 es el costo energético, operando con

carbón el costo por gigajulio de energía es de 6,40 dólares, mientras que si se realiza la

sustitución, el valor descendería cerca de 2,2 dólares hasta 4,18 dólares por gigajulio.

Cuadro 6.4. Requerimiento y costo de carbón y petcoke para entregar 80560 GJ/año.

Combustible Poder calorífico (kJ/kg)

Costo ($/ton)

Consumo (ton/año)

Costo aproximado

($/año)

Costo ($/GJ)

Carbón 25 000 160 3222,3 515 568 6,40 Petcoke 32 500 136 2478,7 336 730 4,18

6.3. Análisis de rentabilidad

Para determinar la rentabilidad del proyecto, se fijó por parte de la empresa una tasa de

retorno mínima del 20%, o lo que es lo mismo, una recuperación de la inversión en un

período no mayor a 5 años. Mediante el método de la inversión incremental, se determinó

la rentabilidad en los dos casos o volúmenes estudiados. Para el primero, la tasa de retorno

es de 98,8% anual lo que equivale a un período de pago incremental de 1,01 años; para el

segundo caso, la tasa aumenta a 102% recuperando la inversión en 0,98 años. En el Cuadro

6.5 se muestran algunos de los resultados obtenidos, en donde claramente se observa que el

ahorro anual por el cambio de combustible es muy alto, siendo incluso en el segundo caso

mayor a la inversión, de aquí la alta rentabilidad del proyecto.

Cuadro 6.5. Análisis de rentabilidad del proyecto.

Costo de la inversión

($)

Ahorro ($/año)

Tasa de retorno incremental

(%)

Período de pago incremental

(Años) Caso 1: 69,5 m3 181 000

178800 98,8 1,01

Caso 2: 94 m3 175 400 101,96 0,98

6.4. Sensibilización de costos

Como en muchas otras industrias, la de cemento también está sujeta al comportamiento del

mercado, tanto para fijar los precios de venta como para realizar la compra de materias

primas, es por esto que se realizó un análisis de la rentabilidad variando el comportamiento

de algunos costos como el del petcoke y el consumo térmico de la puzolana. Otro aspecto

79

que también se tomó en cuenta fue el aumento del tiempo de residencia en 0,5 segundos

más. El análisis de sensibilización se realizó únicamente tomando como base el caso 1, en

donde la inversión requerida es mayor ya que se deberá aumentar la altura de la cámara

2,07 m.

La recuperación para el caso base es de 1,01 años, mientras que para aquel donde el

consumo térmico aumenta un 10 %, se requerirá menor tiempo de recuperación, tal como se

muestra en el Cuadro 6.6 (0,92 años), esto sucede debido a que los costos de operación con

ambos combustibles aumentan, pero la diferencia o ahorro entre ambas también aumenta

con respecto a si se continuara operando con las condiciones actuales, mientras que la

inversión sería la misma.

Cuadro 6.6. Sensibilización de costos. Base

Altura 2,07 m τ=4,0 s

Caso 1 τ 0,5 s mayor

Caso 2 Consumo térmico

10% mayor

Caso 3 Consumo térmico

10% menor

Caso 4 Precio del coke 10%

mayor

Caso 5 Precio

del coke 10%

menor

181 181 181 181 181 181 Costo referencia ($x1000)

- 15 - - - - Marginal

refractario ($x1000)

- 31 - - - - Marginal materiales ($x1000)

46 Suma costos

incrementales ($x1000)

181 227 181 181 181 181 Costo total ($x1000)

178 178 197 161 145 212 Beneficio ($x1000/año)

98,8 78,8 108,8 89,0 80,1 117,1 Tasa de retorno (%)

1,01 1,28 0,92 1,12 1,25 0,85 Tiempo de

recuperación (años)

80

En caso de una reducción en el precio del petcoke, se podría generar ahorros por $ 212 mil

por año, por lo que la inversión se recuperaría en 0,85 años. Como se observa, en ninguno

de los casos analizados la inversión se recuperará en más de año y medio, de hecho, el caso

de mayor tiempo es de 1,28 años, esto si se aumentara el tiempo de residencia a 4,5

segundos, en este caso, el aumento de la inversión se debe a que se requerirá 0,46 metros

más en la altura de la estufa.

81

CAPÍTULO 7

DISEÑO DE PRUEBA DE OPERACIÓN COMBINANDO CARBÓN Y PETCOKE

En esta sección se planteará una prueba para llevar a cabo la operación de molienda de

puzolana combinando dos combustibles sólidos, el carbón y el petcoke, esto para estudiar el

comportamiento del sistema. Para evitar la formación de una doble llama o un mal

funcionamiento, la prueba se diseñó hasta usar un máximo de 50 % de contribución

energética de petcoke. Además, esta prueba puede ser utilizada como base para una

operación combinando combustibles que reducirá el uso de carbón y bajará los costos de

operación, esto en caso que la empresa decida no llevar a cabo la sustitución total de

combustible

7.1. Combinaciones carbón-petcoke

Como ya se indicó en los Capítulos 4 y 5, no es posible operar utilizando 100% petcoke

como combustible, sin embargo, con esta prueba se pretende analizar el comportamiento

del sistema al incorporar este combustible a la operación. Se consultó al ingeniero de

proceso de la planta, Adrián Morales, sobre la factibilidad técnica de esta prueba, e indicó

que es posible pero que al operar a 50 % de ambos combustibles es posible la formación de

una segunda llama en el sistema, por esto se determinó este cómo el máximo de petcoke a

utilizar.

En el Cuadro 7.1 se muestra la cantidad de masa requerida de cada uno de los combustibles

para la combinación propuesta, se observa que la cantidad de petcoke no excede a la de

carbón en ninguno de los casos, los cálculos se realizaron para que la contribución total de

energía fuera de 8,33 MW.

Cuadro 7.1. Distribución de combustibles para la prueba. Contribución energética

(%) Energía entregada

(kW) Masa requerida

(kg/h) Flujo de combustible (kg/h) Carbón Petcoke Carbón Petcoke Carbón Petcoke

90 10 7499,4 833,3 1079,9 92,3 1172,2 80 20 6666,2 1666,5 959,9 184,6 1144,5 70 30 5832,9 2499,8 839,9 276,9 1116,8 60 40 4999,6 3333,1 719,9 369,2 1089,1 50 50 4166,4 4166,4 600,0 461,5 1061,5

82

7.2. Molienda de los combustibles y trasiego al silo de almacenamiento

Todo el sistema de molienda de carbón y petcoke está conectado al silo de almacenamiento

de combustibles del sistema de molienda de puzolana, por esto, es necesario que la

combinación de combustibles se realice antes de moler. Para esto, se propone que se lleve a

cabo la mezcla en las bodegas de almacenamiento, para que posteriormente se lleve al

sistema de transporte para que sean molidos. En el Cuadro 7.2 se muestra cuanto se

requiere de cada combustible, es importante que la mezcla preparada sea suficiente para

operar de manera continua 4 horas. La finura de la molienda vendrá dada por el petcoke, es

decir de 5% de residuo en un tamiz de 90 μm.

Cuadro 7.2. Distribución másica de combustibles para la prueba. Masa requerida

(kg/h) Contribución másica

(%) Carbón Petcoke Carbón Petcoke 1079,9 92,3 92,1 7,9 959,9 184,6 81,9 15,7 839,9 276,9 71,7 23,6 719,9 369,2 61,4 31,5 600,0 461,5 51,2 39,4

7.3. Arranque del sistema de generación de gases

El arranque del sistema deberá ser el mismo que operando con carbón únicamente, a

continuación se muestran los principales pasos a llevar a cabo durante el encendido.

7.3.1. Calentamiento del sistema

Todo este tipo de sistemas debe pasar, como primer paso, por un calentamiento que

dependerá del tiempo que se encontraron detenidos. Se considerará que el sistema se

utilizará entre 2 y 3 días después de que fue utilizado, por lo que el calentamiento se

realizará aproximadamente 2 horas con la mesa de molienda detenida y 6 horas con la mesa

en movimiento. Una vez que se realiza este calentamiento se puede iniciar la operación.

7.3.2. Arranque de los ventiladores de aire

El operador debe encender los ventiladores que suministran aire al sistema, tanto el de aire

de combustión, dilución primaria y dilución secundaria.

83

7.3.3. Ignición de la llama y alimentación de aceite

Para poder llevar a cabo la ignición, primero se produce una llama utilizando gas,

provocando una llama piloto que ayudará al encendido del aceite.

La alimentación de aceite inicia con la apertura de las válvulas correspondientes, luego el

caño de aceite se debe colocar en la posición correcta, se cierra la válvula de retorno de

aceite, el detector de flama revisa la llama por unos 20 segundos y determina si es adecuada

o no, el gas se detiene y se tendrá en operación con aceite para llevar a cabo el

calentamiento mencionado anteriormente.

7.3.4. Alimentación de combustible sólido

Cuando finalice el calentamiento, se puede inyectar combustible sólido al sistema, en este

caso, a la combinación dada. Para ello se abren las válvulas de ingreso, el detector de llama

se revisa por 10 segundos, y en caso de que la llama se mantenga, se inicia la reducción del

flujo de aceite hasta que la operación sea totalmente con combustible sólido.

7.4. Aspectos a tomar en cuenta durante la operación

La prueba se detendrá en cualquiera de los siguientes casos:

No se alcanzan las temperaturas deseadas en el molino y en la salida del generador de

gases.

La llama presenta gran inestabilidad.

Se da la formación de una segunda llama.

La llama se apaga y se tiene certeza de que fue causada por la combinación de

combustibles.

Producción excesiva de olores.

7.5. Mediciones a realizar durante la operación

Una vez que se tiene certeza de que la operación es estable, esto es que las temperaturas son

las adecuadas para el secado, se procede a realizar las mediciones que se indican a

continuación:

84

Temperatura y presión atmosféricas.

Temperatura, presión estática y medición de flujo en todos los ductos del quemador,

aire de dilución primaria y aire de dilución secundaria.

Temperatura en la salida de gases del generador.

Temperatura, presión estática y flujo de gases en la entrada y salida del molino.

Tomar una muestra de puzolana que ingresa y de la que sale cada hora durante la

operación.

7.6. Análisis posterior de los datos

Posteriormente, se debe realizar para cada una de las combinaciones un estudio de la

humedad de la puzolana en la salida, es decir, determinar si el secado es correcto. También

es necesario determinar si el flujo de gases es el adecuado y si el impulso específico de la

llama se ve afectado por la combinación de combustibles.

85

CAPÍTULO 8

CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES

8.1. Conclusiones

El impulso del ue mador se encuentra muy bajo, 4,6 N/MW, incluso para ue mar

adecuadamente el carbón, esto se debe principalmente a la baja presión del ventilador

K - E .

ara aumentar el impulso hasta 6,2 N/MW se deben aumentar las presiones estáticas en

el uema dor a 4, mb ar para el aire a ial, ,4 mbar para el radial y 4, pa ra el central.

ara aumentar el impulso hasta ,2 N/MW se deben aumentar las presiones estáticas en

el uema dor a , mb ar para el aire a ial, 4, mbar para el radial y 4, pa ra el central.

El tiempo de residencia actual de ,12 segundos y , segundos es inadecuado para

ue mar un combustible como el carbón y más aun petcoke.

ism inuir los flujos de aire en la cámara de combustión para aumentar el tiempo de

residencia no es técnicamente viable, ya ue disminuye el impulso específico de la

llama.

Es necesario construir un sistema ue permita mover la altura del uema dor en el cono.

e re uier e aumentar el volumen de la cámara de combustión un má imo de 2, m

para alcanzar 4 segundos de tiempo de residencia.

El cambio de carbón a petcoke generará una ganancia apro imada de $1 8 contra

una inversión má ima de $181 , por lo ue se recuperará la inversión en poco más

de un año con una tasa de retorno incremental de 8,8 %, esto para el caso 1, en donde

el volumen estudiado es de 6 , m .

ara el caso 2, el ahorro será también de $181 con una disminución de la inversión

hasta los $1 4 , con una tasa de retorno incremental de 1 1, 6 % con un período de

pago de , 8 a ños.

El período de pago incremental estimado es de 1, 1 años para el caso base, ue con los

escenarios de sensibilización puede pasar de ,8 hasta un má imo de 1,28 años.

86

8.2. Recomendaciones

Llevar a cabo la prueba propuesta en el apítulo combinando petcoke y carbón para

estudiar el comportamiento del sistema.

En caso de u e no se logre aumentar la presión del K - E , valorar la posibilidad de

un ventilador con mayor presión de salida.

Realizar una mejor estimación de los costos para la construcción de la plataforma ue

se re uier e.

Realizar una revisión en el sistema de almacenamiento de combustible del sistema de

molienda de pusolana u e incluya una revisión al sistema de venteo.

Realizar un estudio similar al planteado en este documento para la operación del

sistema con algún combustible alternativo.

Estudiar las posibles mejoras para disminuir las pérdidas energéticas en el sistema.

87

CAPÍTULO 9

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Turton, R et al. (2012). Analysis, Synthesis, and Design of Chemical Processes. Prentice Hall, 4ª edición.

89

CAPÍTULO 10

NOMENCLATURA

Símbolo Significado Unidades Letras mayúsculas

A Área m2

BDP Mejor práctica demostrada ton/h C Consumo térmico GJ/año Cp Calor específico a presión constante kJ/kg K CT Consumo térmico MJ/ton E Energía kW H Altura m

HGG Generador de Gases Calientes I Impulso N

IPBD Período de Pago Incremental de la Inversión Años P Presión mbar Promedio de la Presión mbar

PC Poder calorífico de un combustibles kJ/kg Q Flujo de calor MW

ROROII Tasa Interna de retorno del Valor Incremental adim T Temperatura °C V Velocidad m/s Flujo Volumétrico m3/h Velocidad Promedio m/s

VE Ventilador Vol Volumen m3

X Fracción Letras Minúsculas

d Diámetro m e Estática m Flujo másico kg/h s Constante del tubo pitot adim u Velocidad de inyección m/s

Letras Griegas Δ Cambio ρ Densidad kg/m3

τ Tiempo de residencia s Subíndices

0 Condición inicial abs absoluta ax Axial

amb Ambiental cil Cilindro con consumido

90

comb combustión e Estática

esp Específica gen Generado

i Condición inf Inferior iny Inyección lad Ladrillo min Mínimo N Normal

Prom Promedio rad Radial

Recirc Recirculación req Requerido SM Salida del molino sup Superior T Total

APÉNDICES

93

A. Datos experimentales

Cuadro A.1. Mediciones realizadas en la entrada del ventilador. Medición Magnitud

Presión ambiental (mbar) 862

Presión estática en el ducto (mbar) Medición 1 Medición 2 -46,5 -43,9

Temperatura en el ducto (°C) 80,4 Porcentaje de Oxígeno 18,68 Diámetro del ducto (m) 2,2

Cuadro A.2. Mediciones realizadas en la entrada del ventilador principal con el tubo pitot para determinar el flujo.

Medición

Eje 1 Eje 2 Distancia Medición 1 Medición 2 Medición 1 Medición 2

(m) (mbar) (mbar) (mbar) (mbar) 1 0,097 1,23 1,21 1,10 1,09 2 0,323 1,11 1,11 1,05 1,00 3 0,651 0,97 0,99 0,94 0,92 4 1,549 0,45 0,70 0,55 0,57 5 1,877 0,32 0,30 0,42 0,40 6 2,103 0,36 0,33 0,33 0,32

Cuadro A.3. Mediciones realizadas en la chimenea. Medición Magnitud

Presión ambiental (mbar) 862

Presión estática en el ducto (mbar) Medición 1 Medición 2 1,7 1,7


Cuadro A.4. Mediciones realizadas en la chimenea con el tubo pitot para determinar el flujo.

Medición

Distancia (m)

Eje 1 Eje 2 Medición 1 Medición 2 Medición 1 Medición 2

(mbar) (mbar) (mbar) (mbar) 1 0,099 2,06 1,98 1,95 1,85 2 0,371 1,57 1,60 1,16 1,20 3 1,113 0,75 0,74 1,39 1,28 4 1,385 0,34 0,36 1,45 1,47

94

Cuadro A.5. Mediciones realizadas en la salida del ventilador de aire de dilución primaria. Medición Magnitud



Cuadro A.6. Mediciones realizadas con el anemómetro en la salida del ventilador de aire de dilución primaria para determinar el flujo.

Medición

Distancia (m)


(m/s) (m/s) (m/s) (m/s) 1 0,034 16,06 16,09 15,72 15,40 2 0,125 15,70 15,97 17,91 17,47 3 0,375 14,00 14,25 17,39 17,10 4 0,467 9,42 9,73 20,87 20,96

Cuadro A.7. Mediciones realizadas en la salida del ventilador de aire de dilución secundaria.

Medición Magnitud



Cuadro A.8. Mediciones realizadas con el anemómetro en la salida del ventilador de aire de dilución secundaria para determinar el flujo.

Medición

Distancia (m)


(m/s) (m/s) (m/s) (m/s) 1 0,034 9,78 9,93 9,88 10,40 2 0,125 10,45 10,72 10,84 11,69 3 0,375 10,20 10,23 11,89 11,59 4 0,467 9,28 9,47 9,85 9,83

Cuadro A.9. Mediciones realizadas en el aire de transporte de combustible. Medición Magnitud

Presión estática en el ducto (mbar) Medición 1 Medición 2 50,8 41


95

Cuadro A.10. Mediciones realizadas con el anemómetro en el aire de transporte de combustible para determinar el flujo.

Medición

Distancia (m)

Eje 1 Medición 1 Medición 2

(m/s) (m/s) 1 0,010 24,08 23,44 2 0,038 24,15 23,50 3 0,113 27,02 26,88 4 0,140 27,17 27,83

Cuadro A.11. Mediciones realizadas en el ducto de aire axial. Medición Magnitud



Cuadro A.12. Mediciones realizadas con anemómetro en el ducto de aire axial.

Medición

Distancia (m)


(m/s) (m/s) (m/s) (m/s) 1 0,027 7,25 7,55 10,78 10,82 2 0,127 7,76 7,82 9,12 9,21

Cuadro A.13. Mediciones realizadas en el ducto de aire radial. Medición Magnitud



Cuadro A.14. Mediciones realizadas con el anemómetro en el ducto de aire radial para determinar el flujo.

Medición

Distancia (m)


(m/s) (m/s) (m/s) (m/s) 1 0,017 8,37 8,38 8,57 8,64 2 0,063 8,77 8,97 9,35 9,42 3 0,188 9,67 9,75 9,27 9,35 4 0,234 9,80 9,82 9,40 9,54

96

Cuadro A.15. Mediciones realizadas en el ducto de aire de enfriamiento. Medición Magnitud



Cuadro A.16. Mediciones realizadas con el anemómetro en el aire de enfriamiento.

Medición

Distancia (m)


(m/s) (m/s) (m/s) (m/s) 1 0,010 7,50 7,72 7,71 7,65 2 0,038 7,82 7,69 7,42 7,56 3 0,113 7,89 7,77 7,99 7,87 4 0,140 7,50 7,35 7,39 7,42

Cuadro A.17. Mediciones realizadas en el ducto de aire de combustión. Medición Magnitud



Cuadro A.18. Mediciones realizadas con el anemómetro en el ducto de aire de combustión.

Medición

Distancia (m)


(m/s) (m/s) (m/s) (m/s) 1 0,027 12,25 12,33 11,37 11,45 2 0,102 14,06 13,87 13,40 13,78 3 0,305 13,30 13,59 13,40 13,42 4 0,379 12,44 12,33 12,91 12,93

Cuadro A.19. Mediciones realizadas en el sistema.

Descripción Porcentaje de oxígeno

Temperatura (°C)

Presión (mbar)

Medición 1 Medición 2 Entrada al molino 17,4 360 -6,8 -6,8 Salida del molino 18,28 90 -38,1 -35,1

Ducto de Recirculación 18,8 95,1 -3,0 -3,0 Generador de gases 16 850 -4,5 -4,5

97

Cuadro A.20. Valores obtenidos en sala de control.

Descripción Magnitud

Flujo de carbón (kg/h) 1110 Flujo de aceite (kg/h) 585

Inyección de agua al molino (l/h) 1500 Presión atmosférica (mbar) 862

Alimentación de puzolana (kg/h) 42 Humedad de entrada de la puzolana (%) 12,1 Humedad de salida de la puzolana (%) 0,2

Humedad de los gases en la entrada del molino (%) 10

Cuadro A.21. Valores obtenidos de registros de la empresa.

Descripción Magnitud

Poder calorífico promedio del carbón (kJ/kg) 25 000 Poder calorífico del carbón en operación (kJ/kg) 27 025

Poder calorífico del aceite (kJ/kg) 38 480 Poder calorífico de petcoke (kJ/kg) 32 500

Precio del carbón ($/ton) 160 Precio del petcoke ($/ton) 127

Consumo térmico de la puzolana (MJ/ton) 1000 Molienda anual de puzolana (ton) 100 697

Cuadro A.22. Dimensiones de la cámara de combustión.

Descripción Magnitud (m)

Cono Radio superior 0,343 Radio inferior 1,743

Altura 2,070 Generatriz 2,500

Cuerpo dilución primaria Diámetro 1,743

Altura 6,430 Cuerpo dilución secundaria

Diámetro 2,982 Altura 3,439

Cuadro A.23. Dimensiones para determinar el requerimiento de acero.

Diámetro externo 4,2240 m Diámetro interno 4,1986 m

98

Cuadro A.24. Dimensiones para determinar el requerimiento de ladrillo. Diámetro externo 4,2240 m Diámetro interno 4,0240 m

99

B. Resultados intermedios

Cuadro B.1. Determinación de la velocidad del gas en la entrada del ventilador.

Medición

Promedio ajustado (mbar) √

1 1,16 1,076 2 1,07 1,033 3 0,96 0,977 4 0,57 0,753 5 0,36 0,600 6 0,34 0,579

Promedio Total 0,840 Densidad (kg/m3) 0,803 Velocidad (m/s) 13,20

Cuadro B.2. Determinación de la velocidad del gas en la chimenea.

Medición

Promedio ajustado (mbar) √

1 1,96 1,400 2 1,38 1,176 3 1,04 1,020 4 0,91 0,951

Promedio Total 1,14 Densidad (kg/m3) 0,816 Velocidad (m/s) 17,80

Cuadro B.3. Determinación de la velocidad en el ducto de aire de dilución primaria.

Medición

Promedio ajustado (m/s)

1 15,82 2 16,76 3 15,69 4 15,25

Promedio Total Velocidad (m/s) 15,88

100

Cuadro B.4. Determinación de la velocidad en el ducto de aire de dilución secundaria.

Medición


1 10,00 2 10,93 3 10,98 4 9,61


Cuadro B.5. Determinación de la velocidad en el ducto de transporte de combustible.

Medición


1 23,76 2 23,83 3 26,95 4 27,50


Cuadro B.6. Determinación de la velocidad en el ducto de aire axial.

Medición


1 9,10 2 8,48


Cuadro B.7. Determinación de la velocidad en el ducto de aire radial.

Medición


1 8,49 2 9,13 3 9,51 4 9,64


101

Cuadro B.8. Determinación de la velocidad en el ducto de aire de enfriamiento.

Medición


1 7,65 2 7,62 3 7,88 4 7,42


Cuadro B.9. Determinación de la velocidad en el ducto de aire de combustión.

Medición


1 11,85 2 13,78 3 13,43 4 12,65


Cuadro B.10. Flujos calculados en el sistema de molienda.

Ducto de Medición Velocidad (m/s)

Área (m2)

Flujo (m3/h)

Flujo normal (Nm3/h)

Entrada al ventilador 13,20 3,801 180 600 112 540 Chimenea 17,80 1,730 110 840 70 120

Dilución primaria 15,88 0,196 11 220 8720 Dilución secundaria 10,38 0,196 7330 5710

Transporte de combustible 25,51 0,018 1620 1120 Aire axial 8,79 0,130 4100 3160 Aire radial 9,19 0,049 1630 1260

Aire de enfriamiento 7,64 0,018 490 380 Aire de combustión 12,93 0,129 6020 4630

Cuadro B.11. Flujos obtenidos a partir de balances de gases en el generador de gases calientes.

Descripción Gas total (Nm3/h)

Medidos Aire de combustión Total 10 550 Aire de dilución primaria 8720 Aire dilución secundario 5710

102

Cuadro B.11. (continuación) Flujos obtenidos a partir del balance de gases en el generador de gases calientes


Calculados Recirculación 42 420

Generación de gases 6303 Consumo de aire 5853

Salida total de gases en el generador 67 850

Cuadro B.12. Flujos obtenidos a partir del balance de gases en el molino vertical.


Gases que ingresan al molino 67 850 Vapor producido por el agua inyectada 8128

Aire falso 20 045 Salida de gases 96 023

Cuadro B.13. Balance de energía en el generador de gases.

Flujo (kg/h o Nm3/h)

Cp (kJ/Nm3 (o

kg)°C)

Temperatura (°C)

Energía (kW)

Entradas Gases de recirculación 35844 1,38 95 1030,52

Motor del ventilador principal

709,00

Motor del VE3

60,00 Motor del VE4

20,00

Motor del VE5

20,00 Calor sensible del

combustible 585 2,23 80 21,74 Calor de combustión

7708,00

Aire axial 3160 1,3 29,2 10,50 Aire radial 1260 1,3 29,3 4,23 Aire central 380 1,3 28,1 1,11

Aire Transporte 1120 1,3 80 24,27 Aire de combustión 4630 1,3 29,6 16,05

Aire de dilución primario 8720 1,3 24,2 13,23 Vapor en la recirculación 6576 1,51 95 206,87

Aire de dilucion sec 5710 1,3 24,5 9,28 Total entradas

9854,79

103

Cuadro B.13. (continuación) Balance de energía en el generador de gases.


Cp (kJ/Nm3(o

kg)°C)

Temperatura (°C)

Energía (kW)

Salidas Gases de salida 61065 1,41 360 8131,82

Calor sensible vapor en el aire 6785 1,55 360 993,25

Total

9125,07 Pérdidas por rad, conv y otras no

cuantificables

729,72 %

7,40

Cuadro B.14. Balance de energía en el molino vertical.


Cp (kJ/Nm3(o kg)°C)

Temperatura (°C)

Energía (kW)

Entradas Potencia del motor del molino

631 Potencia del motor del

separador

14 Potencia del motor del

ventilador

709 Calor sensible del agua

inyectada 1500 4,184 27 12,20 Calor sensible de los gases 61 065 1,43 360 8247,17 Calor sensible Aire Falso 16 748 1,3 25 30,24

Calor sensible vapor en el aire 6785 1,55 360 993,25 Calor sensible de la

alimentación 42 000 0,75 27 61,25 Total entradas

10698,1

Salidas Gases de salida 61 065 1,38 90 1638,58

Producto seco 34 290 0,9 90 600,08 Aire falso 16 748 1,3 90 423,35

Evaporación de agua inyectada 9144 Qlatente kj/kg 2450 6223 Calor sensible del vapor

formado 11 425 1,51 90 335,45 Calor sensible del vapor que

había ingresado 6758 1,51 90 198,42 Salidas medibles

9418,88

Pérdidas por rad, conv y otras no cuantificables

1279,23 %

11,96

104

Cuadro B.15. Propiedades del aire antes de la boquilla con una densidad del aire de 1,293 kg/Nm3, presión ambiental de 862 mbar y = 1,4.

Ducto Temperatura (K)

Caída de presión (mbar)

Presión absoluta (mbar)

Densidad (kg/m3)

Axial 327 0,1 864,4 0,921 Radial 327 0,2 863,3 0,919 Central 326 0 865,7 0,925

Cuadro B.16. Propiedades del aire después de la boquilla con una densidad del aire de 1,293 kg/Nm3, presión ambiental de 862 mbar y = 1,4.

Aire Temperatura (K)


Densidad (kg/m3)

Axial 327 862,0 0,919 Radial 327 862,0 0,918 Central 326 862,0 0,922

Cuadro B.17. Determinación del impulso específico de operación.

Ducto Velocidad

de inyección (m/s)

Flujo másico (kg/s)

Impulso (N)

Poder térmico del combustible

(MW)

Impulso específico

de la llama (N/MW)

Aire axial 23 1,135 25,7 8,3

3,09 Aire Radial 18 0,453 8,3 1 Aire central 28 0,136 3,9 0,47

Total 4,56

Cuadro B.18. Propiedades del aire antes de la boquilla con una densidad de 1,293 kg/Nm3, presión ambiental 862 mbar y = 1,4 para obtener impulso específico cercano a 6 N/MW.





Densidad (kg/m3)

Axial 327 4,9 0,27 866,6 0,923 Radial 327 3,4 0,40 865,0 0,921 Central 326 4,0 0 866,0 0,925

Cuadro B.19. Propiedades del aire después de la boquilla con densidad de 1,293 kg/Nm3, presión ambiental 862 mbar y = 1,4 para obtener impulso específico cercano a 6 N/MW.



Densidad (kg/m3)


105

Cuadro B.20. Contribución de los diferentes canales al impulso total de 6 N/MW.

Ducto Velocidad

de inyección (m/s)


Impulso (N)


(MW)

Impulso específico

de la llama (N/MW)

Aire axial 32 1,135 36,0 8,3

4,30 Aire Radial 26 0,453 11,6 1,40 Aire central 29 0,136 4,0 0,50

Total 6,20

Cuadro B.21. Propiedades del aire antes de la boquilla con una densidad de 1,293 kg/Nm3, presión ambiental 862 mbar y = 1,4 para obtener impulso específico cercano a 7 N/MW.





Densidad (kg/m3)

Axial 327 7,0 0,39 868,6 0,925 Radial 327 4,5 0,53 866,0 0,922 Central 326 4 0 866,0 0,925

Cuadro B.22. Propiedades de aire después de la boquilla con densidad de 1,293 kg/Nm3, presión ambiental 862 mbar y = 1,4 para obtener impulso específico cercano a 7 N/MW.



Densidad (kg/m3)


Cuadro B.23. Contribución de los diferentes canales al impulso total de 7 N/MW.

Ducto Velocidad

de inyección (m/s)


Impulso (N)


(MW)

Impulso específico

de la llama (N/MW)

Aire axial 38 1,135 43,0 8,3

5,1 Aire Radial 29 0,453 13,3 1,6 Aire central 29 0,136 4,0 0,5

Total 7,2

106

Cuadro B.24. Volumetrización de la cámara de combustión.

Zona Descripción Volumen (m3)

A1 Cono de la cámara 8,13 A2 Zona de dilución primaria 61,4 A3 Zona de dilución secundaria 27,7

Total sin considerar dilución primaria 69,5 Total 93,5

Cuadro B.25. Determinación del tiempo de residencia para un volumen de 69,5 m3 a una temperatura de 750 °C y presión de 857,5 mbar.

Zona Flujo Normal (Nm3/h)

Flujo actual (m3/h)

Contribución al flujo total

Tiempo de residencia

(s) A1 9430 41 727,8 51%

3,12 A2 8720 38 586,0 49% Total 18 150 80 313,8

Cuadro B.26. Determinación del flujo para un volumen de 69,5 m3 a una temperatura de 750 °C y presión de 857,5 mbar para un tiempo de residencia de 4 s. Flujo (m3/s)

Flujo (m3/h)

Flujo (Nm3/h)

Flujo en el cono (Nm3/h)

Flujo Dilución primaria (Nm3/h)

17,38 62 553,47 14 136,37 7209,55 6926,82 Cuadro B.27. Distribución del flujo en el quemador para un tiempo de residencia de 4 s en el caso de un volumen de 69,5 m3.

Axial Radial Enfriamiento Combustión Total Impulso específico

de la llama (N/MW)

lujo operación (Nm /h) 16 126 8 46 4 4,6

lujo operación (%) , 1 ,4 4, 4 ,1 1


/h)

241 6 2 1 4 2 ,82

Cuadro B.28. Determinación del tiempo de residencia para un volumen de 94 m3 a una temperatura de 700 °C y presión de 857,5 mbar.

Zona Flujo Normal (Nm3/h)

Flujo actual (m3/h)

Contribución al flujo total

(%)

Tiempo de residencia

(s) A1 9430 39 688,6 39,5

3,37 A2 8720 36 700,4 36,6 A3 5710 24 032 23,9

Total 23 860 100 421

107

Cuadro B.29. Determinación del flujo para un volumen de 94 m3 a una temperatura de 700 °C y presión de 857,5 mbar para un tiempo de residencia de 4 s. Flujo (m3/s)

Flujo (m3/h)

Flujo (Nm3/h)


Flujo Dilución primaria y secundaria (Nm3/h)

23,5 84 600 20 100,90 7944,34 12 156,60 Cuadro B.30. Distribución del flujo en el quemador para un tiempo de residencia de 4 s en el caso de un volumen de 94 m3.

Axial Radial Enfriamiento Combustión Total Impulso específico

de la llama (N/MW)

lujo operación (Nm /h) 3160 1260 380 4630 9430,0 4,6

lujo operación (%) 33,5 13,4 4,0 49,1 100


/h)

2662 1062 320 3900 7944 ,82

Cuadro B.31. Aumento en la altura de la cámara de combustión para un tiempo de residencia de 4 segundos.

Caso Flujo

volumétrico (m3/h)

Volumen requerido

(m3)

Aumento de volumen

(m3)

Aumento en altura

(m) 1 80 313,8 89,24 19,74 2,07 2 100 421,0 111,00 17 1,84

Cuadro B.32. Consumo térmico del sistema de molienda de puzolana. Consumo térmico (MJ/ton) Puzolana (ton/año) Consumo (GJ/año)

1000 100697 100697 Cuadro B.33. Entrega de energía de los dos combustibles utilizados.

Combustible Contribución (%) Consumo (GJ/año)

Aceite 20 20 139,4 Carbón 80 80 557,6

Cuadro B.34. Volumen de acero requerido y costos del material.

Grosor lamina

(m)

Volumen de acero

(m3)

Densidad (kg/m3)

Masa requerida

(kg)


($/kg)

Costo total ($)

Caso 1 0,0254 0,347 7850 2725,7 7 19 080 Caso 2 0,309 2428,1 16 997

108

Cuadro B.35. Volumen de ladrillo refractario requerido y costos del material.

Grosor ladrillo

(m)

Volumen de acero

(m3)

Densidad (kg/m3)

Masa requerida

(kg)


($/kg)

Costo total ($)

Caso 1 0,200 2,70 2800 7560 2,8 20 991 Caso 2 2,39 6692 18 700 Cuadro B.36. Resumen de costos del proyecto.

Modificación Costos Volumen 69,5 m3 ($)

Costos Volumen de 94 m3 ($)

Cuerpo 20 000 17 000

Soportes 20 000 20 000

Extensión quemador 10 000 10 000

Subtotal 50 000 47 000

Imprevistos 20% 10 000 9400

Subtotal 60 000 56 400

Refractario 21 000 19 000

Plataforma 100 000 100 000

Total aproximado 181 000 175 400 Cuadro B.37. Requerimiento y costo de carbón y petcoke para entregar 80560 GJ/año.

Combustible Poder calorífico (kJ/kg)

Costo ($/ton)

Consumo (ton/año)

Costo aproximado

($/año)

Costo ($/GJ)

Carbón 25 000 160 3222,3 515 568 6,40 Petcoke 32 500 136 2478,7 336 730 4,18

Cuadro B.38. Análisis de rentabilidad del proyecto.

Costo de la inversión

($)

Ahorro ($/año)

Tasa de retorno incremental

(%)

Período de pago incremental

(Años) Caso 1: 69,5 m3 181 000 178

800 98,8 1,01

Caso 2: 94 m3 175 400 101,96 0,98

109

Cuadro B.39. Sensibilización de costos. Base Altura 2.07 m τ=4.0 s

Caso No.1

τ 0.5 s mayor

Caso No. 2 Consumo térmico

10% mayor

Caso No.3 Consumo térmico

10% menor

Caso No. 4 Precio

del coke 10%

mayor

Caso No. 5 Precio del coke

10% menor

181 181 181 181 181 181 osto

referencia ($ 1 )

- 1 - - - - Marginal

refractario ($ 1 )

- 1 - - - - Marginal materiales ($ 1 )

46 um costos

incrementales ($ 1 )

181 22 181 181 181 181 osto total ($ 1 )

1 8 1 8 1 161 14 212 eneficio ($x1000/año)

8,8 8,8 1 8,8 8 , 8 ,1 11 ,1 asa de retorno (%)

1, 1 1,28 , 2 1,12 1,2 ,8

iempo de recuperación

estimado (años)

Cuadro B.40. Distribución de combustibles para la prueba. Contribución energética

(%) Energía entregada

(kW) Masa requerida

(kg/h) Flujo de combustible (kg/h) Carbón Petcoke Carbón Petcoke Carbón Petcoke

90 10 7499,4 833,3 1079,9 92,3 1172,2 80 20 6666,2 1666,5 959,9 184,6 1144,5 70 30 5832,9 2499,8 839,9 276,9 1116,8 60 40 4999,6 3333,1 719,9 369,2 1089,1 50 50 4166,4 4166,4 600,0 461,5 1061,5

110

Cuadro B.41. Distribución másica de combustibles para la prueba.

Masa requerida (kg/h)

Contribución másica (%)

Carbón Petcoke Carbón Petcoke 1079,9 92,3 92,1 7,9 959,9 184,6 81,9 15,7 839,9 276,9 71,7 23,6 719,9 369,2 61,4 31,5 600,0 461,5 51,2 39,4

111

C. Muestra de cálculo

C.1. Cálculo de la velocidad del gas medida con pitot C.1.1. Cálculo del promedio ajustado de las presiones

Para obtener el valor de presión en cada uno de los puntos de medición se calculó un

promedio aritmético de los cuatro puntos de medición así:

just =∑ 4

(C.1)

Sustituyendo los datos del Cuadro A.2, fila 2, columnas 3, 4, 5 y 6 se obtiene:

just =1,2 mbar 1,21 mbar 1,1 mbar 1, mbar

4= 1,16 mbar

El resultado se muestra en el Cuadro B.1, fila 2, columna 2. Para los otros puntos de

medición se realizó el mismo cálculo obteniendo los resultados que se muestran en el

Cuadro B.1, filas de la 2 a la 7, columna 2.

C.1.2. Cálculo de la raíz del promedio de las presiones

A cada uno de los promedios ajustados mostrados en el Cuadro B.1, filas de la 2 a la7 se les

sacó raíz cuadrada:

√ =√ just (C.2)

Así para el caso de la columna 2, fila 2,

√ =√1,16=1, 6

Para este caso, se muestran los resultados en la fila de la 2 a la 7, columna 3 del Cuadro

B.1.

C.1.3. Promedio de las raíces de las presiones

Para determinar el promedio de las raíces de las presiones se utilizó un promedio aritmético

de los valores para las cinco mediciones mostradas en la fila de la 2 a la 7, columna 3 del

Cuadro B.1.

La fórmula utilizada fue:

112

√ rom=∑√

6 (C.3)

Así, para el caso indicado el resultado se encuentra en la fila 8, columna 3 del Cuadro B.1.

√ rom=1, 6 1, , , ,6 ,

6= ,84

C.1.4. Cálculo de la velocidad

Para el cálculo de la velocidad utilizando el pitot se utilizó la siguiente fórmula:

= s √ rom √2ρ (C.4)

Utilizando los valores para el ducto de entrada del ventilador mostrados en el Cuadro B.1,

filas 8 y 9, columna 3 se obtiene:

= 1 ,84 √2

,8 =1 ,2

ms

Para calcular la velocidad en el ducto de la chimenea se realizó el mismo cálculo descrito

desde C.1.1 hasta C.1.4, los resultados se muestran en el Cuadro B.2, filas de la 2 a la 8,

columnas 2 y 3.

C.2. Cálculo de la velocidad del gas medida con anemómetro

C.2.1. Cálculo de la velocidad promedio del gas en cada punto de medición

Debido a que las mediciones de velocidad con anemómetro son directas, para determinar

una velocidad en los ductos en las que se utilizó este instrumento primero se realizó un

promedio de las dos medidas tomadas a una misma distancia en diferentes ejes, así:

1= 1 eje1 2 eje1 1 eje2 2 eje2

4 (C.5)

Para el caso de la velocidad en la salida del ventilador de aire de dilución primaria se

utilizaron los datos del Cuadro A.6 fila 2, columnas de la 3 a la 6. El resultado se muestra

en el Cuadro B.3 fila 2, columna 2.

1=16, 6 m s⁄ 16, m s⁄ 1 , 2 m s⁄ 1 ,4 m s⁄

4 =1 ,82

ms

113

Este mismo procedimiento se repite para los otros puntos de medición del ducto, es decir se

saca un promedio por fila de la fila 3 a la 5, columnas de la 3 a la 6. De la misma forma se

realza el cálculo para los ductos de aire de dilución secundaria, transporte de combustible,

aire axial, aire radial, aire de enfriamiento y aire de combustión, los resultados se muestran

en los Cuadros B.4, B.5, B.6, B.7, B.8 y B.9.

C.2.2. Cálculo de la velocidad total en el ducto

Para determinar una velocidad en los ductos en las que se utilizó este instrumento bastó

realizar un promedio aritmético de los diferentes puntos medidos, así:

=∑

n (C.6)

En este caso n representa la cantidad de mediciones realizadas, para el caso del ducto de

aire primario se tiene:

=1 ,82 m s⁄ 16, 6 m s⁄ 1 ,6 m s⁄ 1 ,2 m s⁄

4= 1 ,88

ms

Estos valores fueron tomados del Cuadro B.3, filas de la 2 a la 5 mientras que el resultado

se muestra en la fila 6, columna 2 del mismo cuadro.

Para el ducto de aire de dilución secundaria, transporte de combustible, aire axial, aire

radial, aire de enfriamiento, aire de combustión se realizó el mismo procedimiento descrito

en el punto C.2.2.

C.3. Cálculo del flujo actual en los ductos

C.3.1. Cálculo del área de los ductos de transporte de gases

A todos los ductos se les midió el diámetro, tomando como referencia el caso del aire de

dilución primaria este valor se encuentra en la fila 5, columna 2 del Cuadro A.5.

= 4

d2 (C.7)

Así para el aire primario el área será,

= 4

( , m )2= ,8 1 m2

El resultado se muestra en la fila 2, columna 3 del Cuadro B.10. Para los otros ductos se

calculó de manera similar y los resultados se muestran en el Cuadro B.10, columna 3.

C.3.2. Cálculo del flujo

114

Para el cálculo del flujo en cada uno de los ductos se utilizó la fórmula:

= (C.8)

Para la entrada al ventilador se utilizaron los datos de la fila 2, columnas 2 y 3 del Cuadro

B.10 y el resultado se tabuló en el Cuadro B.10 fila 2, columna 4.

=1 ,2 m s⁄ ,8 1 m2 6 s h⁄ = 18 6 m

h

Similar se realizó el cálculo para los otros ductos cuyo flujo actual se encuentra en la

columna 4, filas de la 2 a la 10 del Cuadro B.10.

C.4. Cálculo del flujo Normal en los ductos

C.4.1. Cálculo de la presión estática en cada ducto

En cada uno de los ductos se realizaron dos mediciones de la presión estática por lo que fue

necesario realizar un promedio de las dos así:

e= e1 e2

2 (C.9)

Utilizando los datos de entrada al ventilador principal se tienen las dos mediciones en el

Cuadro A.1 fila 3, columna 2 y 3.

e= 46, mbar 4 , mbar

2= 4 ,2 mbar

C.4.2. Cálculo del flujo Normal

Para normalizar el flujo se utilizó la siguiente fórmula:

N= amb e

1 1 mbar

2 K2 K

(C.10)

Utilizando la Ecuación C.10 se sustituyeron los valores para la entrada del ventilador que se

encuentran en el Cuadro A.1, columna 2, filas 2 y 5 y Cuadro B10, fila 2, columna 4

obteniendo:

N=18 6 m h⁄ 862 mbar 4 ,2 mbar

1 1 mbar

2 K2 K 8 ,4

=112 4 Nm

h

El resultado para este ducto y los otros se encuentra también en el Cuadro 10, filas de la 2 a

la 10, columna 5.

C.5. Cálculo del flujo de gases de recirculación

115

Para poder determinar este flujo bastó realizar un balance de gases en la bifurcación que se

encuentra en la salida del ventilador principal. Considerando que el flujo que entró al

ventilador es el mismos que sale.

ent himenea= Recirc (C.11)

Así, tomando los valores del Cuadro B.10, filas 2 y 3, columna 5 se calculó:

112 4 Nm h⁄ 12 Nm h⁄ = 4242 Nm h⁄

El resultado se encuentra en el Cuadro B.11, fila 3, columna 2.

C.6. Cálculo de la generación de gases en el HGG

Para la generación de gases se utilizó una fórmula utilizada en la empresa derivada del

estudio estequeométrico de las reacciones de combustión.

min= gen= ,28 Nm M ⁄ mcombustible (C.12)

Los datos que se sustituyeron se encuentran en el Cuadro A.20, fila 3, columna 2 y Cuadro

A.21, fila 2, columna 2 y el resultado se muestra en el Cuadro B.11, fila 4, columna 2.

min= gen= ,28 Nm M ⁄ 848 M ton⁄ , 8 ton h⁄ =6 Nm h⁄

C.7. Cálculo del consumo de aire en el HGG

Igual que el caso anterior HOLCIM maneja una simplificación para determinar la cantidad

de aire que se consume en el generador de gases así:

min= con= ,26 Nm M ⁄ mcombustible (C.13)

Sustituyendo los valores del Cuadro A.20, fila 3, columna 2 y Cuadro A.21, fila 2, columna

2 se obtiene el resultado se muestra en el Cuadro B.11, fila 5, columna 2.

min= con= ,26 Nm M ⁄ 848 M ton⁄ , 8 ton h⁄ = 8 Nm h⁄

C.8. Cálculo de la salida total de gases del generador de gases calientes

Se calculó mediante el balance de gases así:

= Recirc gen omb total 1a 2a con (C.14)

Utilizando los valores que se encuentra en el cuadro B.11 de las filas 2 a la 9 se obtuvo:

116

=4242 Nm h⁄ 6 Nm h⁄ 1 Nm h⁄ 8 2 Nm h⁄ 1 Nm h⁄ 8 Nm h⁄ =6 8 Nm h⁄

El resultado se muestra en la fila 10, columna 2 del Cuadro B.11.

C.9. Cálculo del flujo de gases en la salida del molino vertical

C.9.1. Determinación del aire falso

El aire que se filtra a través del molino se calculó con un balance de oxígeno en el mismo

equipo.

also= seco ( 2entrada 2salida)

( 2salida 2airefalso) (C.15)

Sustituyendo los valores del Cuadro B.11, fila 11, columna 2, del Cuadro A.20, fila 8,

columna 2 y del Cuadro 19, filas 2 y 3, columna 2 se tiene:

also=6 8 Nm h⁄ (1 ,1 ) (1 ,4 18,28)(18,28 21)

2 4 Nm h⁄

El resultado se muestra en Cuadro B.12, fila 4, columna 2.

C.9.2. Cálculo del flujo de salida del molino

Realizando el balance que se muestra a continuación se puede calcular el flujo de salida del

molino.

M = also vapor (C.16)

Se sustituyen los valores del Cuadro B.12, columna 2, filas 2, 3 y 4 y se obtiene:

M = 2 4 Nm h⁄ 6 8 Nm h⁄ 8128 Nm h⁄ = 6 2 Nm h⁄

El resultado se muestra en el Cuadro B.12, fila 5, columna 2.

C.10. Balance de energía

C.10.1. Determinación de las capacidades caloríficas para sólidos, gases y

combustibles

117

Los Cp se calcularon gráficamente de las figuras D.1, D.2 y D.3 del Anexo D, según

corresponde para cada corriente, en el Cuadro B.13 columna 3.

C.10.2. Contribución energética de cada corriente

Para determinar la equivalencia energética de cada corriente i se usó la fórmula:

Ei=mi p i ( 2 ) 1h

6 s (C.17)

Por ejemplo para el caso de los gases de recirculación se utilizan los datos tabulados en el

Cuadro B.13, fila 3, columna 2, 3 y 4.

Erec = 844 Nm h⁄ 1, 8 k Nm ⁄ ( 2 )1h

6 s=1 , 2 kW

Los resultados para todas las corrientes se tabularon en el Cuadro B.13, columna 5,

igualmente este cálculo se realizó para el molino obteniendo los resultados que se muestran

en el Cuadro B.14.

C.11. Cálculo de la caída de presión en las boquillas de los diferentes canales del

quemador

Para determinar la caída de presión se utilizó la siguiente fórmula para el ducto de aire

axial:

a = a 1 18

(C.18)

Mientras, para el ducto de aire radial:

rad= rad 2 1

(C.19)

Los valores utilizados para el caso del aire axial fue el promedio de las mediciones que se

muestran en fila 3, columnas 2 y 3 del Cuadro A.11.

a =2, mbar 1 18

= ,14 mbar

Mientras para el aire radial se usaron los mismos valores pero del Cuadro A.13.

rad=1, mbar 2 1

= ,21 mbar

Ambos resultados se muestran el Cuadro B.15, filas 2 y 3, columna 3.

118

C.12. Cálculo de la presión absoluta en los ductos

La siguiente fórmula es utilizada para calcular la presión absoluta en cada ducto.

abs= amb e (C.20)

Para el caso del aire axial se usó una presión ambiental de 862 mbar, fue el promedio de las

mediciones que se muestran en fila 3, columnas 2 y 3 del Cuadro A.11 y fila 2, columna 3

del Cuadro B.15.

abs=862 mbar ,14 mbar 2, mbar = 864,4 mbar

El resultado se muestra en el Cuadro B.15 fila 2, columna 4.

C.13. Cálculo de la densidad del aire en los diferentes ductos del quemador

Para calcular la densidad lo que se hace es cambiar la densidad normalizada con las condiciones que se tienen en el ducto así:

ρi=ρN abs

1 1 mbar

2 K i

(C.21)

Para el aire axial se usaron los valores mostrados en el Cuadro B.15, columnas 2 y 4, fila 2 y el resultado se tabuló en el mismo Cuadro, fila 2, columna 5.

ρi=1,2 kg /Nm 864,4mbar1 1 mbar

2 K 2 K

C.14. Determinación del impulso específico de la llama

C.14.1. Velocidad de Inyección

Para calcular la velocidad de inyección se utilizó la fórmula que se muestra a continuación,

uiny=√2

( 1) ρ [1 (

)

1 1 ] (C.22)

Sustituyendo los valores que se encuentran en el Cuadro B.15, fila 3, columna 4 y 5 y los

del Cuadro B.16, fila 3, columna 4 se determina la velocidad de inyección para el ducto de

aire axial.

119

uiny=√2 1,4 864,4 mbar

(1,4 1) , 21 kg m ⁄[1 (

862 mbar864,4 mbar

)1 1

1,4]=2 m s⁄

El resultado se encuentra tabulado en el Cuadro B.17, fila 2, columna 2. Igual se calculó

para los otros dos canales.

C.14.2. Flujo Másico

Para determinar el flujo másico se utilizó la fórmula:

mi= i N ρN 6

(C.23)

Para el aire axial se utilizó el dato de flujo que se encuentra en el Cuadro B.10, fila 7,

columna 5.

mi= 16 Nm h⁄ 1,2 kg Nm ⁄

6 =1,1 kg s⁄

El flujo másico para el aire axial y los otros canales se encuentran en el Cuadro B.17,

columna 3.

C.14.3. Impulso

El impulso de la llama se calcula mediante la siguiente fórmula:

= uiny mi (C.24)

Sustituyendo los valores del Cuadro B.17, fila 2 para el aire axial, columnas 2 y 3 se tiene:

Ia = 2 m s⁄ 1,1 kg s⁄ = 2 , N

Los datos se tabularon en el Cuadro B.17, columna 3.

C.14.4. Poder térmico del combustible

Para determinar la contribución energética del combustible se utilizó la fórmula:

comb = mcomb

6 (C.25)

120

En este caso el combustible utilizado fue carbón, los valores para este se encuentran en el

Cuadro A.20, fila 2, columna 2 y Cuadro A.21, fila 3, columna 2, el resultado se muestra en

la columna 5, fila 2 del Cuadro B.17.

comb = 2 2 k kg⁄ 111 kg h⁄

6 1 =8, MW

C.14.5. Impulso específico de la llama

El impulso específico se calculó como:

=

comb (C.26)

Para el aire axial se calculó utilizando los valores que se muestran en las columnas 4 y 5, fila 2 del Cuadro B.17 y el resultado se encuentra en el mismo Cuadro y fila, columna 6.

Ii esp = 2 , N

8, MW =4, N MW⁄

C.15. Determinación del volumen de la estufa

La cámara de combustión está dividida en tres secciones, dos cilíndricas y una cónica en la

parte superior.

C.15.1. Volumen de la sección cónica

El volumen de un cono está dado por la fórmula:

ol cono =

((Rinf2 ) (Rsup

2 ) (Rinf Rsup)) (C.27)

Utilizando las dimensiones del Cuadro A.22, fila 3, 4 y 5, columna 2 se tiene:

ol cono =

2, m ((1, 4 m )2 ( , 4 m )2 (1, 4 m , 4 m ))=8,1 m


C.15.2. Volumen de las secciones cilíndricas

El volumen del cilindro está dado por:

ol cil = 4

d2 (C.27)

Sustituyendo los valores del Cuadro A.22, columna 2, filas 7 y 8.

121

ol cil = 4

6,4 m ( )

C.15.3. Volumen total

Para determinar el volumen total de la cámara se sumaron las tres secciones:

ol total = ol 1 ol 2 ol (C.28)

Sustituyendo los valores del Cuadro B.24, columna 3, fila 2, 3 y 4 se obtiene:

ol total = 8,1 m 61,4 m 2 , m = , m

Cuyo valor se encuentra en el Cuadro B.24 fila 6, columna 2.

C.16. Cálculo del tiempo de residencia

C.16.1. Cálculo del flujo actual

Para determinar el flujo actual que está pasando por la cámara de combustión se utiliza la

siguiente fórmula tomando como condiciones 750 °C y presión de 857,5 mbar.

= N 1 1 mbar8 , mbar

1 2 ,1 K

2 K (C.29)

Sustituyendo el flujo de la fila 3, columna 2 del Cuadro B.25 se obtiene:

=181 Nm h⁄ 1 1 mbar8 , mbar

1 2 ,1 K

2 K =8 1 ,8 m h⁄

El resultado se muestra en el Cuadro B.25, fila 4, columna 3,esto para el caso en el que el

volumen es 69,5 m3, igual se calculó para el segundo caso.

C.16.2. Cálculo de la contribución de cada flujo

Como para el primer caso se utilizó el flujo que ingresa por el cono y el de dilución

primaria se calculó la contribución de cada uno al total como:

% 1 = 1

1 (C.30)

Para el cálculo se usaron los valores del Cuadro B.25, fila 2 y 4, columna 3.

% 1 = 41 2 ,8 m h⁄ 8 1 ,8 m h⁄

1 = 1%

122

El resultado está en el Cuadro B.25, columna 4, fila 2. Igual se calculó para el área

cilíndrica.

C.16.3. Cálculo del tiempo de residencia

Para el cálculo del tiempo de residencia se utilizó la razón entre el volumen y el flujo, para

el primer caso:

=

(C.31)

Sustituyendo los valores de la fila 4, columna 3 del Cuadro B.25:

τ = 6 , m

8 1 ,8 m h⁄ 6 s

1 h= ,12 s

El valor de tiempo de residencia se encuentra en el Cuadro B.25, fila 2, columna 5.

C.17. Determinación del flujo requerido para un tiempo de residencia de 4 segundos

Se utilizó la fórmula C.31, pero despejando el flujo, sustituyendo los valores se tiene:

= 6 , m 6

4 s=62 ,4 m h⁄

C.18. Cálculo de la altura adicional requerida para obtener un tiempo de residencia

de 4 segundos

C.18.1. Cálculo del volumen requerido

Para el caso en que se aumenta el Volumen de la cámara para un tiempo de residencia de 4

s y un flujo volumétrico de operación de 80313,8 Nm3/h el cálculo se realizó nuevamente

con la fórmula C.31 despejando el volumen como se muestra a continuación:

ol= 8 1 ,8 m h 4 s 1h

6 s=8 ,24 m ⁄


C.18.2. Cálculo del aumento en el volumen requerido

Para calcular cuánto volumen se debe aumentar para el caso se calculó como:

123

= ol 6 , m (C.32)

Así, sustituyendo el valor del Cuadro B.31, fila 2, columna 3 se obtiene:

= 8 ,24 m 6 , m =1 , 4 m


C.18.3. Cálculo de la altura adicional requerida

Para determinar la altura que debe adicionarse a la cámara se hizo mediante la fórmula:

=

4

(C.33)

Sustituyendo el valor de volumen del Cuadro B.31, fila 2, columna 4 y el diámetro:

= 1 , 4 m

( ,486 m )2 4

=2, m


Para el caso 2 se realizaron los mismos cálculos y los resultados se encuentran en el Cuadro

B.31, fila 2.

C.19. Cálculo del Consumo térmico anual de la puzolana

= (C.33)

Sustituyendo los valores del Cuadro A.21, fila 9, columna 2:

= 1 M ton⁄ 1 6 ton 1

1 M =1 6

año

C.20. Cálculo del consumo térmico suplido por el carbón

Del consumo térmico anual 80% es suplido por el carbón, es decir:

carbón = 1 6 año

,8= 8 ,6 año

El valor se tabuló en Cuadro B.33, fila 3, columna 3.

C.21. Requerimiento de acero

C.21.1. Volumen de acero requerido

El cálculo del volumen de acero se realizó mediante la fórmula:

124

ol acero = 4

re (de2 di

2) (C.34)

Utilizando los valores del Cuadro A.23, columna 2, filas 1 y 2 y Cuadro B.31, fila 2,

columna 5 se tiene:

ol acero = 4

2, m ((4,224 m )2 (4,1 86 m )2)= , 4 m


C.21.2. Masa de acero requerido

Utilizando la densidad tabulada en el Cuadro B.34, fila 2, columna 4 se puede calcular la

masa de acero necesaria para el proyecto así:

macero=ρacero olacero

(C.35)

Sustituyendo el valor del Cuadro B.34, fila 2, columna 3:

macero= 8 kg m ⁄ , 4 m =2 2 , m

La masa de acero se encuentra en el Cuadro B.34, fila 2, columna 5.

C.22. Costo del requerimiento de acero

El costo total del acero se calculó como:

ostoacero=macero $ kg

(C.36)

Para la masa del Cuadro B.34, fila 2, columna 5 el costo es:

ostoacero=2 2 , kg $ kg

=$1 8

El resultado de este costo y del costo para el segundo caso se encuentra en el Cuadro B.34, filas 2 y 3, columna 7.

C.23. Requerimiento de ladrillo refractario

C.23.1. Volumen de ladrillo requerido

El cálculo del volumen de ladrillo se realizó mediante la fórmula:

ol lad = 4

re (de2 di

2) (C.37)

125

Utilizando los valores del Cuadro A.24, columna 2, filas 1 y 2 y Cuadro B.31, fila 2,

columna 5 se tiene:

ol acero = 4

2, m ((4,224 m )2 (4, 24 m )2)=2, m


C.23.2. Masa de ladrillo requerido

Utilizando la densidad tabulada en el Cuadro B.35, fila 2, columna 4 se puede calcular la

masa de acero necesaria para el proyecto así:

mlad=ρlad ollad

(C.38)

Sustituyendo el valor del Cuadro B.35, fila 2, columna 3:

macero=28 kg m ⁄ 2, m = 6 m

La masa de acero se encuentra en el Cuadro B.35, fila 2, columna 5.

C.24. Costo del requerimiento de ladrillo refractario.

El costo total del ladrillo se calculó como:

ostoladrillo=mladrillo $2,8kg

(C.39)

Para la masa del Cuadro B.35, fila 2, columna 5 el costo es:

ostoladrillo= 6 kg $2,8kg

=$2 1

El resultado de este costo y del costo para el segundo caso se encuentra en el Cuadro B.35, filas 2 y 3, columna 7.

C.25. Cálculo del requerimiento de combustibles para suplir el consumo térmico

Para determinar la cantidad de carbón utilizado en la molienda actualmente se utilizó la fórmula:

126

mcarbón= carbón

carbón (C.40)

Utilizando los datos del Cuadro B.37, columna 2, fila 2 y del Cuadro B.33, fila 3, columna 3 se obtiene:

mcarbón=8 ,6

año2 k

kg

= 222, tonaño

El resultado se muestra en el Cuadro B.37, fila 2, columna 4, mientras que para el requerimiento de petcoke se realizó el mismo procedimiento y se tabuló en el Cuadro B.37, fila 3, columna 4.

C.26. Costo de los combustibles

Para calcular el costo anual debido a combustibles se hizo mediante la siguiente fórmula:

ostocombustible=mcombustible ostoton (C.41)

Para el caso del carbón se utilizan los valores del Cuadro B.37, fila 2, columna 3 y 4.

ostocombustible= 222, ton año⁄ 16 $ ton=$ 1 68⁄

El resultado se encuentra en el cuadro B.37,fila 2, columna 5 y para el petcoke en el mismo

Cuadro, fila 3,columna 5.

C.27. Cálculo de la rentabilidad del proyecto

C.27.1. Cálculo del ahorro

El ahorro corresponde a la resta de los costos con ambos combustibles:

hor ro= ostocarbón ostopetcoke (C.42)

Utilizando los valores tabulados en el Cuadro B.37, filas 2 y 3, columna 5.

hor ro= 1 68 $

año 6

$año

=1 88 8$

año

El ahorro se encuentra en el Cuadro B.38, fila 2, columna 3.

C.27.2. Cálculo de la tasa de retorno incremental

127

R R II= horro

Inversión incremental 1 (C.43)

Sustituyendo los valores de ahorro e inversión mostrados para el carbón en el Cuadro B.38,

fila 2, columna 2 y fila 2, columna 3 respectivamente se tiene:

R R I I=1 88 $ año⁄

$181 1 = 8,8%

C.27.3. Cálculo del período de pago incremental

El período de pago de la inversión se calculó cómo:

I =Inversión incrementa

horro=1, 1 a ños (C.44)

Para este caso los valores de ahorro e inversión mostrados para el carbón se encuentran en

el Cuadro B.38, fila 2, columna 2 y fila 2, columna 3 respectivamente se tiene:

I =$181

1 88 $ año⁄=1, 1 a ños

ANEXOS

131

Determinación de las capacidades caloríficas

Anexo 1. Gráfica para la determinación del Cp para sólidos.

Fuente: (Brassel, 2001)

Anexo 2. Gráfica para la determinación del Cp para gases.


132

Anexo 3. Gráfica para la determinación del Cp de combustibles.


133

Anexo 4. Tabla para la determinación del Cp del aire.


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