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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.
Fuente: (Manual Holcim, 2013)
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.
Fuente: (Manual Holcim, 2013)
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.
Fuente: (Manual Holcim, 2013)
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.
Fuente: (Manual Holcim, 2013)
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.
Fuente: (Manual Holcim, 2013)
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).
Fuente: (Manual Holcim, 2013)
Figura 2.17. Funcionamiento del ventilador centrífugo.
Fuente: (Manual Holcim, 2013)
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.
Fuente: (Manual Holcim, 2013)
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.
Fuente: (Manual Holcim, 2013)
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
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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.
Fuente: (Manual Holcim, 2013)
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.
Fuente: (Manual Holcim, 2013)
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.
Fuente: (Manual Holcim, 2013)
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)
Presión estática (mbar)
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 en el quemador (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
lujo para τ = 4, s (Nm
/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.
Fuente:(Holcim, 2013)
73
Figura 5.4. Tubería Flexible utilizada en el quemador del precalcinador.
Fuente:(Holcim, 2013)
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 $/kg
incluyendo el costo de instalación, al tratarse de dos alturas diferentes el valor total de las
76
modificaciones difiere entre casos cerca de 2000 dólares, tal como se muestra en el Cuadro
6.2.
Cuadro 6.2. Valor del ladrillo refractario requerido para la ampliación de HGG.
Volumen requerido
de refractario (m3)
Densidad (kg/m3)
Masa requerida
(kg)
Costo material instalado
($/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
BIBLIOGRAFÍA Brassel, D. (2001). Curso de Cemento: Balances Térmicos de Hornos y Enfriadores, así
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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
Temperatura en el ducto (°C) 95,1 Porcentaje de Oxígeno 18,8 Diámetro del ducto (m) 1,484
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
Presión estática en el ducto (mbar) Medición 1 Medición 2 -6,6 -4,8
Temperatura en el ducto (°C) 24,2 Porcentaje de Oxígeno 21,0 Diámetro del ducto (m) 0,5
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)
Eje 1 Eje 2 Medición 1 Medición 2 Medición 1 Medición 2
(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
Presión estática en el ducto (mbar) Medición 1 Medición 2 -3,5 -1,7
Temperatura en el ducto (°C) 24,5 Porcentaje de Oxígeno 21,0 Diámetro del ducto (m) 0,5
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)
Eje 1 Eje 2 Medición 1 Medición 2 Medición 1 Medición 2
(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
Temperatura en el ducto (°C) 80,4 Porcentaje de Oxígeno 20,93 Diámetro del ducto (m) 0,15
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
Presión estática en el ducto (mbar) Medición 1 Medición 2 1,5 3,5
Temperatura en el ducto (°C) 29,2 Porcentaje de Oxígeno 21,0 Diámetro del ducto (m) 0,13
Cuadro A.12. Mediciones realizadas con anemómetro en el ducto de aire axial.
Medición
Distancia (m)
Eje 1 Eje 2 Medición 1 Medición 2 Medición 1 Medición 2
(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
Presión estática en el ducto (mbar) Medición 1 Medición 2 2,1 1,4
Temperatura en el ducto (°C) 29,3 Porcentaje de Oxígeno 21,0 Diámetro del ducto (m) 0,049
Cuadro A.14. Mediciones realizadas con el anemómetro en el ducto de aire radial para determinar el flujo.
Medición
Distancia (m)
Eje 1 Eje 2 Medición 1 Medición 2 Medición 1 Medición 2
(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
Presión estática en el ducto (mbar) Medición 1 Medición 2 3,7 3,7
Temperatura en el ducto (°C) 28,1 Porcentaje de Oxígeno 21,05 Diámetro del ducto (m) 0,15
Cuadro A.16. Mediciones realizadas con el anemómetro en el aire de enfriamiento.
Medición
Distancia (m)
Eje 1 Eje 2 Medición 1 Medición 2 Medición 1 Medición 2
(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
Presión estática en el ducto (mbar) Medición 1 Medición 2 0,4 2,3
Temperatura en el ducto (°C) 29,6 Porcentaje de Oxígeno 21,0 Diámetro del ducto (m) 0,13
Cuadro A.18. Mediciones realizadas con el anemómetro en el ducto de aire de combustión.
Medición
Distancia (m)
Eje 1 Eje 2 Medición 1 Medición 2 Medición 1 Medición 2
(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
Promedio ajustado (m/s)
1 10,00 2 10,93 3 10,98 4 9,61
Promedio Total Velocidad (m/s) 10,38
Cuadro B.5. Determinación de la velocidad en el ducto de transporte de combustible.
Medición
Promedio ajustado (m/s)
1 23,76 2 23,83 3 26,95 4 27,50
Promedio Total Velocidad (m/s) 25,51
Cuadro B.6. Determinación de la velocidad en el ducto de aire axial.
Medición
Promedio ajustado (m/s)
1 9,10 2 8,48
Promedio Total Velocidad (m/s) 8,79
Cuadro B.7. Determinación de la velocidad en el ducto de aire radial.
Medición
Promedio ajustado (m/s)
1 8,49 2 9,13 3 9,51 4 9,64
Promedio Total Velocidad (m/s) 9,19
101
Cuadro B.8. Determinación de la velocidad en el ducto de aire de enfriamiento.
Medición
Promedio ajustado (m/s)
1 7,65 2 7,62 3 7,88 4 7,42
Promedio Total Velocidad (m/s) 7,64
Cuadro B.9. Determinación de la velocidad en el ducto de aire de combustión.
Medición
Promedio ajustado (m/s)
1 11,85 2 13,78 3 13,43 4 12,65
Promedio Total Velocidad (m/s) 12,93
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
Descripción Gas total (Nm3/h)
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.
Descripción Gas total (Nm3/h)
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.
Flujo (kg/h o Nm3/h)
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.
Flujo (kg/h o Nm3/h)
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)
Presión absoluta (mbar)
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.
Ducto Temperatura (K)
Presión estática (mbar)
Caída de presión (mbar)
Presión absoluta (mbar)
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.
Aire Temperatura (K)
Presión absoluta (mbar)
Densidad (kg/m3)
Axial 327 862,0 0,919 Radial 327 862,0 0,919 Central 326 862,0 0,922
105
Cuadro B.20. Contribución de los diferentes canales al impulso total de 6 N/MW.
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 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.
Ducto Temperatura (K)
Presión estática (mbar)
Caída de presión (mbar)
Presión absoluta (mbar)
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.
Aire Temperatura (K)
Presión absoluta (mbar)
Densidad (kg/m3)
Axial 326 862,0 0,920 Radial 327 862,0 0,919 Central 326 862,0 0,922
Cuadro B.23. Contribución de los diferentes canales al impulso total de 7 N/MW.
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 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
lujo para τ = 4, s (Nm
/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 en el quemador (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
lujo para τ = 4, s (Nm
/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)
Costo material instalado
($/kg)
Costo total ($)
Caso 1 0,0254 0,347 7850 2725,7 7 19 080 Caso 2 0,309 2428,1 16 997
108
Cuadro B.35. Volumen de ladrillo refractario requerido y costos del material.
Grosor ladrillo
(m)
Volumen de acero
(m3)
Densidad (kg/m3)
Masa requerida
(kg)
Costo material instalado
($/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
El resultado se encuentra en el Cuadro B.24, fila 2, columna 3.
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 ⁄
El resultado se encuentra en el Cuadro B.31, fila 2, columna 3.
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
El resultado se encuentra en el Cuadro B.31, fila 2, columna 4.
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
El resultado se encuentra en el Cuadro B.31, fila 2, columna 5.
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
El resultado se encuentra en el Cuadro B.34, fila 2, columna 3.
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
El resultado se encuentra en el Cuadro B.35, fila 2, columna 3.
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.
Fuente: (Brassel, 2001)
132
Anexo 3. Gráfica para la determinación del Cp de combustibles.
Fuente: (Brassel, 2001)
133
Anexo 4. Tabla para la determinación del Cp del aire.
Fuente: (Brassel, 2001)