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Este documento explica la combustión Oxígeno-Gas Natural y analiza técnica y económicamente su aplicación en hornos de refino.TRANSCRIPT
7/21/2019 Estudio Tecnico Economico Implementacion Sistema de combustion oxigeno gas natural en horno de refino anodico
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UNIVERSIDAD TÉCNICA FEDERICO SANTA MARÍADEPARTAMENTO DE INGENIERÍA MECÁNICA
VALPARAÍSO – CHILE
“ESTUDIO TÉCNICO-ECONOMICO PARAIMPLEMENTACION DE UN SISTEMA DE
COMBUSTIÓN OXÍGENO-GAS EN HORNO DEREFINO DE LA FUNDICIÓN DE COBRE
CODELCO - CHUQUICAMATA”
YERKO LUPPI POBLETE
MEMORIA DE TITULACIÓN PARA OPTAR AL TÍTULO DE:INGENIERO CIVIL MECÁNICO.
PROFESOR GUÍA: DR. ING. CARLOS ROSALES HUERTA.
PROFESOR CORREFERENTE: DR. ING. MARIO TOLEDO TORRES.
Septiembre – 2013
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1.
AGRADECIMIENTOS.
A mis colegas de la empresa Autoterm S.A, por la colaboración prestada en la
recopilación de información y antecedentes para el desarrollo de este trabajo de título,
especialmente a:
Alfredo González.
Erwin Ciesla.
Rodrigo Miranda.
A mi familia, en especial a mi madre, por ser el pilar fundamental en mi formación
tanto en lo académico como en lo valórico, por todo ese esfuerzo realizado y perfectamente
mantenido a través de los años que hoy comienza a rendir sus frutos.
A mi polola Darinka y su familia, por hacerme sentir como uno más de la familia, por
su apoyo incondicional y esas palabras de aliento precisas en los momentos de flaqueza.
A mis amigos, no sólo a aquellos que participaron en este proceso, sino a todos
aquellos que conocí en el camino, y que estuvieron conmigo a lo largo de todos estos años en
las buenas y las malas.
Y finalmente, a todas aquellas personas que hicieron esto posible, ofreciendo su
ayuda sincera en distintos momentos de mi vida.
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2.
RESUMEN.
La mejora continua de los procesos de fundición de cobre, así como la búsqueda de la
minimización de los costos de producción y su impacto ambiental, han llevado a la aplicaciónde nuevas tecnologías de combustión en algunas fundiciones del mundo. Dentro de esas
tecnologías, destaca la utilización de Aire Enriquecido con Oxígeno en los Hornos de Refino,
cuyos primeros estudios fueron realizados en el año 1988 en la fundición Kennecott Utah
Copper.
Para la implementación de este tipo de tecnologías en los Hornos de Refino, es necesario
realizar un estudio termodinámico y de transferencia de calor del proceso que indique la
cantidad de energía requerida, analizar las condiciones de combustión y su impacto, diseñar y
seleccionar los equipos del sistema de control para el manejo del Oxígeno según las normas
apropiadas y, finalmente, realizar un estudio de factibilidad económica para la
implementación de esta tecnología.
En el presente trabajo se desarrollará el estudio técnico-económico para la
implementación de un sistema de combustión Oxígeno-Gas en un Horno de Refino de la
Fundición CODELCO Chuquicamata.
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3.
ABSTRACT.
The continuous improvement of the copper smelting process, as well as the search for
minimizing production costs and environmental impact, have led to the application of new
combustion technologies in some smelters in the world. Among these technologies,
highlights the use of Oxygen Enriched Air in Refining Furnaces, whose initial studies were
performed in 1988 in the Kennecott Utah Copper smelter.
For the implementation of this kind of technology in the refining furnaces, is
necessary to perform a thermodynamic and heat transfer study of the process to indicate the
amount of energy required, analyze the combustion conditions and their impact, design and
the equipment of the control system for the management of oxygen according to the
appropriate standards and, finally, perform an economic feasibility study for the
implementation of this technology.
The present work will develop the technical and economic study for the
implementation of an Oxygen-Gas combustion system in a Refining Furnace of the
CODELCO Chuquicamata Smelter.
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4.
ÍNDICE.
1. AGRADECIMIENTOS. ................................................................................................. i
2. RESUMEN. ..................................................................................................................... ii
3. ABSTRACT. ..................................................................................................................iii
4. ÍNDICE. .......................................................................................................................... iv
5. ÍNDICE DE FIGURAS. ............................................................................................... vii
6. INDICE DE TABLAS. ................................................................................................... x
7. INTRODUCCIÓN. ......................................................................................................... 1
8. CODELCO CHUQUICAMATA. ................................................................................. 2
8.1 Fundición CODELCO Chuquicamata. ...................................................................... 2
8.2 Equipos y Proceso de Fundición de Concentrado. .................................................... 4
8.2.1 Preparación de Carga de Concentrado. ............................................................. 4
8.2.2 Secado de Concentrados. ................................................................................... 4
8.2.3 Horno “Flash”. .................................................................................................. 5
8.2.4 Convertidor Teniente......................................................................................... 5
8.2.5 Convertidores Pierce-Smith. ............................................................................. 6
8.2.6 Horno de Tratamiento de Escorias. ................................................................... 7
8.2.7 Horno Eléctrico de Tratamiento de Escorias. .................................................... 7
8.2.8 Refinación del Cobre Blíster. ............................................................................ 8
8.2.9 Otras Unidades. ................................................................................................. 9
9. HORNO DE REFINO. ................................................................................................. 11
10. COMBUSTIÓN CON AIRE ENRIQUECIDO CON OXÍGENO. .......................... 16
10.1 Análisis de la combustión con Aire Enriquecido. ................................................... 18
10.1.1 Análisis elemental del combustible. ................................................................ 19
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10.1.2 Determinación de Flujos de Oxidante. ............................................................ 20
10.1.3 Composición Gases de Escape. ....................................................................... 21
10.1.4 Obtención de las entalpías sensibles molares. ................................................. 22
10.2 Resultados Preliminares. ......................................................................................... 23
11. BALANCE DE ENERGÍA HORNO DE REFINO. .................................................. 27
11.1 Cálculo de Pérdidas de Energía. ............................................................................. 29
11.1.1 Marco teórico de la transferencia de calor. ..................................................... 29
11.1.2 Estudio de la Transferencia de Calor. ............................................................. 37
11.1.5 Determinación de la temperatura de Gases de Escape. ................................... 57
11.1.6 Programación del problema: Filosofía de funcionamiento. ............................ 60
11.2 Análisis de Resultados. ........................................................................................... 63
11.2.1 Resultados Modelo Situación Actual. ............................................................. 63
11.2.2 Resultados Modelación Conversión a Gas Natural. ........................................ 69
11.2.3 Resultados Modelación Gas Natural con Aire Enriquecido............................ 74
12. EVALUACIÓN DE COSTOS OPERACIONALES PRELIMINAR. ..................... 82
13. CRITERIOS DE DISEÑO: TRENES DE VÁLVULAS DE SEGURIDAD YCONTROL. ........................................................................................................................... 84
13.1 NFPA 86 2012 Edition. ........................................................................................... 86
13.2 EIGA IGC Doc13/12/E “Oxygen Pipeline And Piping Systems”. ......................... 91
13.2.1 Impacto ........................................................................................................... 94
13.2.2 Presión de Exención. ....................................................................................... 94
13.2.3 Velocidad de Impacto ..................................................................................... 95
14. SELECCIÓN DE EQUIPOS. ...................................................................................... 97
14.1 Quemador. ............................................................................................................... 97
14.2 Tren de Válvulas, seguridad y control Gas Natural. ............................................. 101
14.2.1 Válvula de Control. ....................................................................................... 101
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14.3 Tren de válvulas, seguridad y control Oxígeno. .................................................... 107
14.3.1 Especificación de Tuberías. ........................................................................... 107
14.3.2 Válvula Reguladora de Presión. .................................................................... 109
14.3.3 Válvula de Control. ....................................................................................... 113
14.3.4 Válvulas “Shut-Off”. ..................................................................................... 115
15. P&ID. ........................................................................................................................... 124
16. ANÁLISIS ECONÓMICO DEL PROYECTO. ...................................................... 125
17. CONCLUSIONES. ..................................................................................................... 130
18. REFERENCIAS. ........................................................................................................ 132
19. ANEXOS. .................................................................................................................... 134
19.1 Programación del Problema. ................................................................................. 134
19.2 Plano P&ID ........................................................................................................... 135
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5.
ÍNDICE DE FIGURAS.
Figura 8-1: Fundición CODELCO Chuquicamata. Google Earth. ........................................... 2
Figura 8-2: Fundición Chuquicamata. ...................................................................................... 3
Figura 8-3: Rueda de Moldeo. Fundición Chuquicamata. ........................................................ 9
Figura 9-1: Horno Refino. Fundición Chuquicamata. ............................................................ 11
Figura 9-2: Modelo 3D. Horno Refino. .................................................................................. 12
Figura 9-3: Detalle cotas composición manto. Horno Refino. ................................................ 13
Figura 9-4: Detalle nivel de llenado. Horno Refino. ............................................................... 14
Figura 9-5: Detalle cotas, largo. Horno Refino ....................................................................... 14
Figura 9-6: Detalle cota boca de carga. Horno Refino............................................................ 15
Figura 9-7: Detalle cotas, escape. Horno Refino. ................................................................... 15
Figura 10-1: Gráficos ilustrativos de la composición media del Aire..................................... 16
Figura 10-2: Volumen de control. Análisis de Combustión con Aire enriquecido. ................ 18
Figura 10-3: Gráfico máximo ahorro potencial de combustible. Análisis Preliminar. ........... 25
Figura 11-1: Volumen de control. Balance energía Horno Refino. ........................................ 27
Figura 11-2: Ilustración de fenómeno de transferencia de calor por Conducción en pared
plana. ....................................................................................................................................... 29
Figura 11-3: Ilustración de fenómeno de transferencia de calor por Convección.(3) ............. 31
Figura 11-4: Ilustración del Cálculo de Factores de Forma.(4) .............................................. 35
Figura 11-5: Zonas de Intercambio Radiativo. Horno Refino. ............................................... 37
Figura 11-6: Zonas sumergidas por el baño. Horno Refino. ................................................... 38
Figura 11-7: Detalle construcción manto. Horno Refino. ....................................................... 40
Figura 11-8: Analogía Eléctrica para el Intercambio Radiativo. ............................................ 42
Figura 11-9: Catálogo de Factores de Forma. John R. Howell(5). ......................................... 43
Figura 11-10: Obtención del Factor de Forma. ....................................................................... 44
Figura 11-11: Superficies 5 y 1. Horno Refino. ...................................................................... 45
Figura 11-12: Superficies 1 y 6. Horno Refino. ...................................................................... 46 Figura 11-13: Superficies 1 y 4. Horno Refino. ...................................................................... 47
Figura 11-14: Factor de Forma entre segmentos circulares opuestos. John R. Howell(5)...... 48
Figura 11-15: Obtención Factor de Forma F2-3 y F3-2. ............................................................. 48
Figura 11-16: Superficies 2, 3 y 5. Horno Refino. .................................................................. 49
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Figura 11-17: Malla Auxiliar para Cálculo Factor de Forma. ................................................. 49
Figura 11-18: Superficies 2, 3 y 6. Horno Refino. .................................................................. 51
Figura 11-19: Curvas de Hottel. Emisividad de CO2.(6) ........................................................ 54
Figura 11-20: Curvas de Hottel. Emisividad de H2O.(6) ........................................................ 54 Figura 11-21: Curvas de Hottel. Corrección Traslape de Bandas.(6) ..................................... 54
Figura 11-22: Emisividad total para el CO2 según Hottel (Líneas sólidas) y Leckner (Líneas
segmentadas).(4) ..................................................................................................................... 56
Figura 11-23: Emisividad total para H2O según Hottel (líneas sólidas) y Leckner (líneas
segmentadas).(4) ..................................................................................................................... 57
Figura 11-24: Esquema de Funcionamiento del Código desarrollado para el problema......... 62
Figura 11-25: Potencia de Gases de escape por especie química. Situación Actual. .............. 67
Figura 11-26: Pérdidas de Calor por Superficie. Situación Actual. ........................................ 68 Figura 11-27: Potencia Gases de Escape por especie química. Conversión a Gas Natural. ... 73
Figura 11-28: Resultados consumos de Combustible, Combustión con Aire Enriquecido. .... 76
Figura 11-29: Resultados flujos de energía en gases de escape, combustión con Aire
Enriquecido. ............................................................................................................................ 77
Figura 11-30: Resultados pérdidas de Calor, Combustión con Aire Enriquecido. ................. 78
Figura 11-31: Gráfico Ahorro de Combustible en función del Oxígeno inyectado. ............... 79
Figura 11-32: Consumo de Oxígeno según porcentaje de Enriquecimiento. .......................... 80
Figura 12-1: Gráfico de Costos Operacionales del Horno. Preliminar. .................................. 83
Figura 13-1: Tipo de Válvula Shut-Off según potencia de trabajo(12). .................................. 89
Figura 13-2: Esquema típico de instalación de válvulas Shut-Off en un tren de Válvulas(12).
................................................................................................................................................. 90
Figura 13-3: Triángulo de Fuego para Oxígeno. ..................................................................... 92
Figura 13-4: Velocidad de Impacto en función de la presión de servicio.(13) ....................... 96
Figura 14-1: Gráfico de Presión de suministro de Oxígeno en Función del Caudal de Oxígeno
Requerido. Maxon Corp. ......................................................................................................... 99
Figura 14-2: Tren de válvulas de seguridad. Horno Refino Fundición Chuquicamata. ........ 101
Figura 14-3: Característica de Flujo según tipo de apertura. Válvula de Control. (14) ........ 103
Figura 14-4: Memoria de Cálculo Válvula de Control Gas Natural. .................................... 105
Figura 14-5: Válvula de Control Masoneilan Camflex II. .................................................... 106
Figura 14-6: Velocidad de Impacto para presión de servicio de 0,4 [MPa]. ......................... 107
Figura 14-7: Válvula reguladora de Presión Fisher. Boletín Técnico. .................................. 111
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Figura 14-8: Memoria de Cálculo Válvula de Control para Oxígeno. Programa ValSpeQ. . 114
Figura 14-9: Detalles constructivos. Válvula “Shut-Off” Maxon. ........................................ 116
Figura 14-10: Válvula Shut-Off Maxon Serie 8000. ............................................................ 117
Figura 14-11: Memoria de Cálculo pérdidas de carga. Válvula “Shut-Off” Oxígeno. ......... 122 Figura 16-1: Sensibilidad de Alternativas en función del precio del Gas Natural. ............... 128
Figura 16-2: Sensibilidad de Alternativas según el precio del Oxígeno. .............................. 129
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6.
INDICE DE TABLAS.
Tabla 9-1: Consumo “Fuel Oil #6” Horno Refino, Fundición Chuquicamata. ....................... 12
Tabla 10-1: Composición Media Gas Natural. ........................................................................ 19
Tabla 10-2: Calores Específicos molares como función de la temperatura.(2) ....................... 22
Tabla 10-3: Composición Molar de Gases Escape por kilogramo de combustible quemado, en
función del Oxígeno presente en la combustión. .................................................................... 23
Tabla 10-4: Potencia contenida en gases según especie química. ........................................... 24
Tabla 10-5: Resultados Balance Energía 1. Análisis Preliminar. ............................................ 24
Tabla 10-6: Resultados Balance de Energía 2. Análisis Preliminar. ....................................... 25
Tabla 10-7: Resultados Balance de Energía 3. Análisis Preliminar. ....................................... 25
Tabla 11-1: Tabla de Valores Típicos para Convección Natural.(3)....................................... 32
Tabla 11-2: Tamaño de superficies zona de combustión. Horno Refino. ............................... 37
Tabla 11-3: Tamaño Superficies sumergidas por el baño. Horno Refino. .............................. 38
Tabla 11-4: Propiedades Térmicas Materiales Horno Refino. ................................................ 39
Tabla 11-5: Tabla resumen Factores de Forma 1. ................................................................... 52
Tabla 11-6: Tabla resumen Factores de Forma 2. ................................................................... 52
Tabla 11-7: Parámetros de Funciones de Leckner.(4) ............................................................. 56
Tabla 11-8: Temperatura de Gases Determinada, Modelo A. ................................................. 63
Tabla 11-9: Resultados modelación situación actual, Modelo A. ........................................... 64
Tabla 11-10: Resultados Temperaturas Paredes Internas, Situación actual Modelo A. .......... 64
Tabla 11-11: Resultados Temperaturas Paredes Externas, Situación Actual, Modelo A. ....... 64
Tabla 11-12: Temperatura de Gases Ingresadas, Situación Actual, Modelo B. ...................... 65
Tabla 11-13: Resultados Modelación Fuel Oil #6, Situación Actual, Modelo B. ................... 65
Tabla 11-14: Temperaturas de Paredes Internas Calculadas. Situación Actual. Modelo B. ... 65
Tabla 11-15: Temperatura de Paredes Externas Calculadas. Situación Actual. Modelo B. 65
Tabla 11-16: Resultados de Termografías. CONAMET/SAM 2004(11). .............................. 66
Tabla 11-17: Pérdidas de Calor Calculadas. Situación Actual. ............................................... 67
Tabla 11-18: Temperatura de Gases Determinadas. Modelo A. ............................................. 69
Tabla 11-19: Resultados modelación conversión a Gas Natural, Modelo A. ......................... 69
Tabla 11-20: Temperaturas de Paredes internas calculadas, Conversión a Gas Natural,
Modelo A. ............................................................................................................................... 70
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Tabla 11-21: Temperatura de paredes externas calculadas, Conversión a Gas Natural, Modelo
A. ............................................................................................................................................. 70
Tabla 11-22: Temperaturas de gases ingresadas, Conversión a Gas Natural, Modelo B........ 70
Tabla 11-23: Resultados Modelo Conversión a Gas Natural, Modelo B. ............................... 71 Tabla 11-24: Temperaturas de Paredes Internas Calculadas. Conversión a Gas Natural. ...... 71
Tabla 11-25: Temperaturas de Paredes Externas Calculadas. Conversión a Gas Natural. ..... 71
Tabla 11-26: Comparación Fuel Oil #6 y Gas Natural. Composición Elemental. .................. 72
Tabla 11-27: Flujo de oxidante estequiométrico requerido por cada kilogramo de
combustible. ............................................................................................................................ 72
Tabla 11-28: Moles de especies químicas producidas por cada kilogramo de combustible
quemado. ................................................................................................................................. 72
Tabla 11-29: Determinación de Temperaturas de Gases, Combustión con Aire Enriquecido,Modelo A. ............................................................................................................................... 74
Tabla 11-30: Resultados Modelación Combustión con Aire Enriquecido, Modelo A. .......... 75
Tabla 11-31: Resultados Balance de Energía, según oxígeno presente en la combustión,
Modelo A. ............................................................................................................................... 75
Tabla 11-32: Resultados Modelación. Combustión con Aire Enriquecido, Modelo B. .......... 75
Tabla 11-33: Resultados Balance de Energía según oxígeno presente en la combustión,
Modelo B. ............................................................................................................................... 76
Tabla 11-34: Consumo de Gas Natural y Oxígeno según enriquecimiento. ........................... 79
Tabla 11-35: Resultados Modelo Gas Natural Oxígeno Técnico, 50% desgaste de cubierta
refractaria. ............................................................................................................................... 80
Tabla 11-36: Flujos de diseño. Suministros de Gas Natural y Oxígeno. ................................ 81
Tabla 11-37: Flujos de operación promedio estimados. Suministros de Gas Natural y
Oxígeno. .................................................................................................................................. 81
Tabla 12-1: Obtención de Costos de Operación. .................................................................... 83
Tabla 13-1: Tipos de mecanismos de Ignición en equipos para servicio en líneas de
Oxígeno.(13) ........................................................................................................................... 93
Tabla 13-2: Tabla de Presiones de Exención y espesores mínimos. EIGA IGC
Doc13/12/E.(13)...................................................................................................................... 95
Tabla 14-1: Información Típica del Quemador. Maxon Corp. ............................................... 98
Tabla 14-2: Guía para la Designación del Quemador. Maxon Corp. .................................... 100
Tabla 14-3: Tipos de Flujo en Válvulas de control recomendados según aplicación (14). .. 103
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xii
Tabla 14-4: Dimensiones Nominales de Cañerías. Detalle NPS 3. ....................................... 108
Tabla 14-5: Guía para la selección de válvula regulador Fisher, según presión de trabajo y
aplicación. Catálogo Fisher. .................................................................................................. 110
Tabla 14-6: Capacidades de Flujo. Válvula Reguladora. ...................................................... 112 Tabla 14-7: Selección de Resorte Adecuado. ........................................................................ 113
Tabla 14-8: Materiales Sugeridos en función del fluido de servicio. .................................... 118
Tabla 14-9: Guía para la Designación y Materiales. Válvula “Shut-Off”. ............................ 119
Tabla 14-10: Detalle Materiales Constructivos. Válvula “Shut-Off”. .................................. 120
Tabla 14-11: Tamaños de Válvulas “Shut-Off” y Características. ........................................ 121
Tabla 14-12: Clases, Grupos y Divisiones de Áreas Peligrosas. NEC. ................................. 123
Tabla 16-1: Servicios Considerados en el Costo del Proyecto. ............................................. 125
Tabla 16-2: Costo total Anual en función del Tipo de Operación. ....................................... 126 Tabla 16-3: Costos Operacionales Anuales........................................................................... 127
Tabla 16-4: Valor Presente de Alternativas. ......................................................................... 127
Tabla 16-5: Costo Anual Equivalente Alternativas. .............................................................. 127
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2
8.
CODELCO CHUQUICAMATA.
El complejo minero de Chuquicamata está ubicado a 1.650 kilómetros al norte de
Santiago y a 2.870 metros sobre el nivel del mar. Administrada por la empresa estatal
CODELCO, cuenta con dos minas donde el tipo de explotación es a rajo abierto,
"Chuquicamata" y "Mina Sur". Chuquicamata entró en operaciones en 1910, aunque sus
propiedades mineras también eran conocidas desde hace siglos por culturas prehispánicas.
La producción de Chuquicamata es de alrededor de 528.377 toneladas de cátodos electro-
refinados y electro-obtenidos con una pureza de 99,99% de cobre. También produce unas
10.760 toneladas métricas de contenido fino de molibdeno, además de obtener otros
subproductos, como barros anódicos y ácido sulfúrico
8.1
Fundición CODELCO Chuquicamata.
La fundición CODELCO Chuquicamata se emplaza dentro de las dependencias de la
Mina, específicamente al Sur-Este de las operaciones de extracción.
Figura 8-1: Fundición CODELCO Chuquicamata. Google Earth.
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3
La fundición de concentrado de la división Chuquicamata de CODELCO Chile tiene
por propósito el procesamiento del concentrado y la generación de otros subproductos. El
principal abastecimiento de la planta proviene desde la Subgerencia de Concentrados. Sin
embargo, a partir del año 2003, la fundición recibe también concentrados provenientes deotras faenas mineras.
Figura 8-2: Fundición Chuquicamata.
Aproximadamente el 90% del cobre es extraído de minerales sulfurados. Estos
minerales, por ser difíciles de tratar por medio de la hidrometalurgia, se deben tratar en su
mayoría por medio del método piro-metalúrgico a partir de concentrados.
A principios de la década del 2000 se desarrolló el proyecto de conversión a Gas
Natural de la fundición Chuquicamata, combustible muy atractivo dado su fácil manejo
(suministro a través de gaseoducto), su bajo costo, y sus múltiples beneficios
medioambientales respecto al uso del “Fuel Oil #6”. La ingeniería de conversión fue
realizada por la empresa Red Cettec para la empresa de distribución de gas natural
DISTRINOR, perteneciente al grupo GDF Suez.
Lamentablemente, en el año 2005, la suspensión paulatina y luego total indefinida del
suministro de Gas Natural por parte de Argentina, provocó que la fundición debiese volver a
realizar sus operaciones utilizando “Fuel Oil #6” como combustible. Es así, que gran parte de
las instalaciones de Gas Natural (Racks, EMR’s) quedaron abandonadas a su suerte dentro de
las instalaciones de la división Chuquicamata.
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4
La construcción de grandes instalaciones para la regasificación de Gas Natural y las
nuevas políticas de importación de este combustible, por vía marítima desde diversos puntos
del planeta, posibilitaron el volver a utilizar Gas Natural en parte de los procesos de
fundición. Además, las futuras y severas normas de restricción de emisiones de arsénico yazufre para las fundiciones de cobre, obliga a buscar alternativas al “Fuel Oil 6#”, más
limpias y libres de azufre, por lo que el Gas Natural vuelve a ser una opción atractiva y
viable.
Es así que en el año 2012, se le encomendó a la empresa Autoterm S.A. realizar las
labores de reparación y rehabilitación de los trenes de Gas Natural de los Hornos de Refino,
que en el año 2010 habían resultado seriamente dañados luego de un incendio causado por el
derrame de material fundido.
8.2
Equipos y Proceso de Fundición de Concentrado.
8.2.1 Preparación de Carga de Concentrado.
En la etapa de preparación de carga el concentrado proveniente de la Planta
Concentradora de Chuquicamata se almacena en canchas con capacidad de 50.000 toneladas
desde donde se obtienen muestras que son sometidas a análisis de laboratorio para determinar
los contenidos de cobre, hierro, azufre, sílice y agua. Esta información que es fundamental
para iniciar el proceso de fusión.
De acuerdo con los resultados de los contenidos de cobre, el material se clasifica y
almacena en silos, desde donde se despacha a los hornos de fusión, de acuerdo a las mezclas
que se determinen.
8.2.2 Secado de Concentrados.
Para la etapa de secado es muy importante alcanzar la humedad requerida por los
reactores que, en el caso del convertidor “Flash Outokumpu” y Convertidor Teniente,
precisan un grado de humedad en el concentrado de un índice menor al 0,2% para poder
operar correctamente.
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5
Para este proceso la fundición posee 2 Secadores Rotatorios, los que trabajan con
flujos paralelos, con una temperatura de salida de materiales de 100ºC, los que son enviados
por medio de un sistema de transporte neumático hacia las unidades de fusión.
8.2.3
Horno “Flash”.
Corresponde a un horno de tecnología finlandesa Outokumpu de fusión instantánea,
en donde el concentrado se funde mientras está suspendido en el gas que provee el oxígeno
necesario para que se produzcan las reacciones químicas.
El horno “flash”, es un reactor de fusión continua con una capacidad actual de 2.800
toneladas por día de concentrado, con dimensiones de 7,6 metros por 21 metros de solera.
En este horno, el concentrado se comporta como combustible debido a su pequeña
granulometría (correspondiente a un 80% bajo las 200 mallas) y la naturaleza exotérmica de
las reacciones de oxidación del fierro y el azufre.
El producto obtenido en el horno flash es denominado Eje, con un contenido de cobre
que oscila entre el 58 y 64 % aproximadamente, con escorias que bordean del 2 a 3% en
contenido de cobre, obteniéndose recuperaciones metalúrgicas del 92 a 94%.
8.2.4 Convertidor Teniente.
El Convertidor Teniente es un horno de tecnología “Bath Smelting”, o fusión en
baño. El concentrado se inyecta a un baño fundido impulsado por aire, mientras que aire de
proceso se inyecta separadamente por toberas, reaccionando con el eje fundido y con el
concentrado ingresado.
El convertidor Teniente es un horno basculante de capacidad de 2.200 toneladas por
día, formado por un cilindro metálico de dimensiones de 5 metros de diámetro y 22 metros de
largo, dispuesto en posición horizontal y revestido por ladrillos refractarios en su interior. Se
caracteriza por realizar la fusión y la conversión en una sola operación.
La salida del producto rico en cobre (metal blanco) se realiza por medio de ollas con
capacidad de 50 toneladas en las cuales el producto es trasladado a los Convertidores Pierce-
Smith. El metal blanco posee de un 72% a 75% de cobre aproximadamente y, además,
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produce escorias con 6% a 9% de cobre, las que son enviadas al Horno Eléctrico Demág
(Tratamiento de Escorias). Este horno posee una capacidad de 2.500 toneladas por día para el
tratamiento de escorias, recuperando el 90% del cobre ingresado.
Dentro del Convertidor Teniente se forman tres capas inmiscibles en la fase de metal
líquido: la escoria, la inter-fase y el metal blanco. Para lograr esta separación, el metal debe
ser fundido a una temperatura de 1250°C. La separación de las fases es posible debido a la
diferencia de densidad entre los productos obtenidos, en donde el metal blanco se deposita al
fondo del reactor mientras que la escoria flota sobre él. La separación se logra retirando la
capa superior del líquido (correspondiente a la escoria) la cual se evacúa por un costado del
convertidor teniente. Por el otro costado, y a un nivel inferior, se ubica otra salida por la cual
se retira el metal blanco.
Por la parte superior del convertidor teniente se retiran los gases los cuales son
conectados a la línea de gases metalúrgicos ricos en arsénico y azufre, los que se dirigen
hacia la planta de ácido para su tratamiento y posterior producción de ácido sulfúrico.
8.2.5 Convertidores Pierce-Smith.
Estos convertidores son reactores basculantes que operan en forma “ batch”. Cada
convertidor tiene una capacidad aproximada de 250 toneladas. Actualmente la planta está
equipada con cuatro de estos convertidores.
Los Convertidores Pierce-Smith (CPS) consisten en reactores cilíndricos de 4,5
metros de diámetro por 11 metros de largo, donde se procesan cargas provenientes del Horno
Flash, Convertidores Teniente, Hornos de Tratamiento de Escorias y Horno Eléctrico de
Tratamiento de Escorias.
El proceso de conversión se divide en dos etapas: etapa de soplado a escoria y etapa
de soplado a cobre.
En la etapa de soplado a escoria se oxida el sulfuro de fierro, el que se retira en la
escoria. La segunda etapa de soplado a cobre corresponde en oxidar el azufre que viene
asociado al cobre. El producto final obtenido se denomina cobre Blíster.
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A las cargas realizadas en los Convertidores se les adiciona Sílice para disminuir el
punto de fusión de la magnetita y formar un complejo en la escoria denominado Fayalita.
En los CPS también se reciben cargas frías, que corresponden a derrames, material
solidificado de las paredes de las ollas, restos de ánodos, botes de limpieza, rechazos, además
de cal o caliza para disminuir el arsénico en el cobre blíster.
El producto de los CPS, cobre blíster con un 98 % de cobre, es transportado en ollas
de 50 toneladas a los Hornos de Refino, mientras que la escoria producida (8% de cobre) es
llevada a los hornos de tratamiento de escorias
8.2.6
Horno de Tratamiento de Escorias.
Existen dos hornos basculantes para el tratamiento de escorias provenientes de los
Convertidores Pierce Smith, estos hornos tienen la finalidad de recuperar el cobre atrapado en
las escorias, el que se encuentra atrapado principalmente en forma física.
Para recuperar el cobre se necesita reducir la magnetita, la que es la principal
causante de las pérdidas de cobre en las escorias ya que aumenta la viscosidad de éstas
impidiendo que las gotas de cobre atrapado sedimenten a la fase rica en cobre. La reducción
se realiza mediante la inyección de una mezcla no estequiométrica de aire-petróleo con
exceso de combustible, la cual produce CO y H2. Estos elementos, sumados a un tiempo de
sedimentación, permiten la reducción de la magnetita y la recuperación del cobre.
Los hornos de tratamiento de escorias tienen una capacidad de 150 toneladas, poseen
dos toberas para la inyección del aire-combustible y además cuentan con una boca para la
carga de escorias. Las composiciones de entrada dependen de donde provengan las escorias,
variando entre 3 y 10% y el eje recuperado tiene entre 45 y 55% de cobre.
8.2.7
Horno Eléctrico de Tratamiento de Escorias.
El Horno Eléctrico de tratamiento de escorias es un horno de forma cilíndrica
horizontal que permite tratar escorias con leyes entre 8% y 9% de cobre, obteniendo un metal
blanco de aproximadamente 73% el que es enviado a los Convertidores Pierce Smith y una
escoria con una ley menor al 1% la que es enviada a una planta de granalla.
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El Horno Eléctrico de Tratamiento de Escorias está integrado a la línea de proceso de
recuperación de cobre donde se realiza la limpieza de la escoria, la cual es sangrada en forma
continua desde el Convertidor Teniente.
La reducción de la magnetita y el óxido de cobre contenido en la escoria, se realiza
mediante el uso de carbón coque y la acción de electrodos sumergidos. La reducción de estos
productos, junto con las características físicas de la escoria (principalmente la viscosidad)
facilitan e incrementan la tasa de sedimentación logrando desplazar las partículas sulfuradas a
través de la capa de escoria hasta llegar a la zona metálica, esto debido a la diferencia de
densidades específicas del cobre y la escoria.
A consecuencia de las reacciones de este proceso, se forma monóxido de carbono y
otras sustancias volátiles como dióxido de azufre, hidrógeno y metales gaseosos.
8.2.8
Refinación del Cobre Blíster.
La última etapa para obtener el Cobre Anódico, de 99,6% de pureza, es la refinación
del cobre. Ésta se realiza en Hornos de Refino Anódico, similares a los Pierce Smith pero con
un número de toberas reducido y un quemador de culata.
La finalidad de la Refinación es disminuir las impurezas remanentes en el cobre
blíster, que corresponden principalmente a arsénico, azufre, oxígeno y antimonio. Lasimpurezas en el cobre blíster dependen de cada fundición e incluso varían de acuerdo a las
composiciones de los concentrados debido a la explotación de distintos bancos en la mina.
La disminución de estas impurezas se realiza mediante dos etapas: La reducción y la
oxidación.
El primer proceso consiste en la eliminación del azufre disuelto en el cobre blíster
mediante el proceso de oxidación. Este proceso se realiza mediante la inyección de aire a alta
presión, el cual, se inyecta por medio de toberas sumergidas en el baño de cobre líquido. Lainyección del aire permite la absorción del azufre disuelto en el baño mediante la asociación
de éste con el oxígeno contenido en el aire. Además de lo anterior, se incorporan al baño una
serie de fundentes alcalinos que permiten acomplejar impurezas como el antimonio, arsénico
y bismuto, las que emigran a la fase escoria siendo eliminadas.
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La etapa siguiente consiste en reducir el oxígeno disuelto en el baño. Para esto, el
horno es girado dejando nuevamente las toberas sumergidas bajo el baño. Posteriormente, y a
través de ellas, se inyecta una mezcla aire-combustible en relación 1:1 consumiendo el
oxígeno disuelto en el baño hasta los niveles esperados.
Actualmente se cuenta con dos hornos de 350 toneladas de capacidad y cuatro con
250 toneladas, asociados a tres ruedas de moldeo. Cada uno de los hornos cuentan con una
boca de carga, una boca para el escape de los gases y una boca de sangrado para el moldeo.
Figura 8-3: Rueda de Moldeo. Fundición Chuquicamata.
La figura 8-3 muestra un horno de refino en la etapa de moldeo. En la imagen se
aprecia que el cobre es extraído del horno de refino por medio de un agujero de descarga,
desde donde es conducido hasta las cucharas de moldeo mediante el uso de canalas.
Finalmente el cobre es depositado en los moldes formando ánodos de 420 kilogramos los que
pasan por un túnel de enfriamiento en donde se logra disminuir la temperatura lo suficiente
para alcanzar la fase sólida. Posteriormente, los ánodos se retiran de la rueda de moldeo
mediante el uso de pinzas las que sumergen las piezas en agua para lograr disminuir la
temperatura aún más. Finalmente los ánodos son retirados del agua y trasladados a la
Refinería Electrolítica mediante ferrocarril.
8.2.9
Otras Unidades.
La subgerencia fundición cuenta además de las unidades descritas con Plantas de
Ácido Sulfúrico, Caldera recuperadora de calor, Termoeléctrica y Plantas de Oxígeno.
Los gases que se emiten en los hornos de fusión, convertidores y la planta de
tostación de molibdeno perteneciente a la Gerencia Concentración pasan por precipitadores
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electrostáticos y enfriadores radiantes, para luego entrar a las Plantas de Ácido. En éstas
plantas reciben un tratamiento de enfriamiento y lavado, permitiendo obtener un gas rico en
SO2 el que pasa al área de conversión donde termina finalmente como ácido sulfúrico al 96%.
Los gases producidos en el Horno Flash van a una Caldera recuperadora de calor, la
que utiliza éste para evaporar agua la que es enviada a la Termoeléctrica.
Debido a que algunas unidades deben contar con aire enriquecido se cuenta con tres
Plantas de Oxígeno, cada una con capacidad de 400 toneladas por día, las que utilizan aire
atmosférico como materia prima.
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11
9.
HORNO DE REFINO.
Los hornos de refinación, tal como se explicó previamente, componen el último proceso piro-metalúrgico justo antes de traspasar su carga a la rueda de moldeo. Este proceso
de refino consta de dos partes fundamentales: La Oxidación (eliminación del contenido de
azufre) y la Reducción (eliminación del contenido de Oxígeno), alcanzando el 99,6% de
pureza.
Figura 9-1: Horno Refino. Fundición Chuquicamata.
Los hornos de refinación instalados en la Fundición Chuquicamata, corresponden al
tipo Basculante, y tienen una capacidad de llenado de alrededor de 250 toneladas de cobre
fundido. Están dotados de un quemador dual (“Fuel Oil #6” / Gas Natural) instalado en la
culata el cual aporta la energía necesaria para mantener la temperatura del baño de cobre a
1230°C aproximadamente. Además, poseen 2 toberas sumergidas por las cuales se inyecta
combustible y aire, en relación 1:1, para el proceso de eliminación del contenido de oxígeno
y alcanzar el nivel de pureza óptimo para la fase posterior de moldeo de ánodos.
Actualmente, el quemador de culata de estos hornos opera de manera manual y con
“Fuel Oil #6” (ENAP 6) como combustible.
Los quemadores de culata de estos hornos poseen un consumo de 5,5 [lt/min] de
“Fuel Oil # 6”, lo que se traduce en una potencia estimada de 3800 [kW] con un consumo
anual estimado de 2000 [m3/año].
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Tabla 9-1: Consumo “Fuel Oil #6” Horno Refino, Fundición Chuquicamata.
Consumo Histórico 2012 Horno Refino
FechaHA1 Enap6Toberas [lt]
HA1 Enap6Quemador [lt]
Total [lt]
Enero 37.233,0 207.034,9 244.267,9
Febrero 58.912,4 207.673,6 266.586,0
Marzo 30.741,3 148.969,3 179.710,6
Abril 16.082,9 63.047,3 79.130,2
Mayo 61.536,2 182.262,4 243.798,6
Junio 55.610,5 179.509,3 235.119,8
Julio 32.947,3 180.092,3 213.039,6Agosto 34.884,2 176.434,1 211.318,3
Septiembre 40.528,9 177.994,2 218.523,1
Octubre 47.407,4 185.383,9 232.791,3
Noviembre 45.182,9 193.855,5 239.038,4
Diciembre 28.902,9 180.619,5 209.522,4
Total 489.970,0 2.082.876,1 2.572.846,1
Las cotas generales de los hornos fueron obtenidas a partir de los planos facilitados
por el personal de mantenimiento de la fundición y fueron verificadas con un levantamiento
en terreno. Dado que los planos obedecen a secreto industrial, se imposibilitó la reproducción
en detalle de estos. No obstante, con las cotas generales fue posible construir un modelo
simplificado en 3D lo que resulta suficiente para el estudio.
Figura 9-2: Modelo 3D. Horno Refino.
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Estructuralmente, los hornos están construidos en base a un entramado de acero. En
su interior, están recubiertos por una gruesa capa de ladrillo y mezcla refractaria que protege
al horno de las altas temperaturas. Se utiliza también una delgada capa de asbesto, la cual
ayuda a mejorar la aislación térmica del horno, para finalmente instalar la cubierta exterior deacero de 2 pulgadas de espesor.
Composición Manto:
Diámetro Interior: 3122[mm]
Ladrillo refractario: 381[mm]
Asbesto: 13[mm]
Acero: 51[mm]
Composición Culatas:
Ladrillo Refractario: 610[mm]
Asbesto: 13[mm]
Acero: 51[mm]
Figura 9-3: Detalle cotas composición manto. Horno Refino.
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El nivel de carga del horno anódico también se encuentra detallado en la información
procedente del personal de mantención de la fundición. Éste, indica que la capacidad máxima
de carga es de 520[mm] por sobre el eje del horno.
Figura 9-4: Detalle nivel de llenado. Horno Refino.
La longitud del horno, así como también las cotas de la boca del horno y el escape, se
encuentran detalladas en las siguientes figuras.
Figura 9-5: Detalle cotas, largo. Horno Refino
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Figura 9-6: Detalle cota boca de carga. Horno Refino.
Figura 9-7: Detalle cotas, escape. Horno Refino.
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10. COMBUSTIÓN CON AIREENRIQUECIDO CON OXÍGENO.
La combustión es una reacción química de oxidación, en la cual se desprende una
gran cantidad de energía, en forma de calor y luz, manifestándose visualmente como fuego.
En toda combustión existe un elemento que arde (combustible) y otro que produce la
combustión (comburente), comúnmente oxígeno en forma de O2 gaseoso.
Generalmente, los sistemas de combustión utilizan el contenido de oxígeno del Aire
como comburente, esto debido a su abundancia y a su bajo costo de manipulación versus
otras opciones como el oxígeno puro. Sin embargo, el aire contiene otros gases que no
participan en el proceso de combustión tales como el Nitrógeno, Argón, Dióxido de Carbono
y vapor de agua entre otros.
Figura 10-1: Gráficos ilustrativos de la composición media del Aire.
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El Enriquecimiento con Oxígeno es una técnica de apoyo de la combustión y otros
procesos que utilizan aire como fuente de oxígeno, consistente en la dilución de oxígeno puro
en la corriente principal de aire, de forma que se consigue un aire resultante con un
porcentaje de oxígeno superior.
Se suele llamar nivel de enriquecimiento al porcentaje de exceso de oxígeno con
respecto al aire que tiene el gas resultante una vez enriquecido.
El enriquecimiento, aplicado en la combustión, disminuye parte del nitrógeno que
participa en la misma, y cuyo único resultado son pérdidas de calor en gases de escape y
temperaturas de trabajo reducidas. Al eliminar parte de este gas inerte que no tiene mayor
función en las reacciones de combustión, se obtienen diferentes beneficios:
Ahorros de Combustible.
Incremento de la temperatura de trabajo
Incremento de las capacidades productivas.
El enriquecimiento se utiliza en un número importante de procesos en los que el sistema
de combustión habitual es un quemador de aire. Así, se utiliza para reducir los consumos
energéticos e incrementar las producciones en:
Hornos de reverbero, rotativos o de torre para aluminio
Hornos de balsa o rotativos para fusión de esmaltes y fritas
Diferentes tipos de hornos para fusión de metales no férricos
Hornos de fabricación de cemento, lana mineral, vidrio, cerámicas.
Hornos de tostación de diferentes minerales de productos metálicos
Teniendo en cuenta esto, se realizó un pequeño estudio teórico para cuantificar y
comprender el efecto que produce la combustión con aire enriquecido en la composición de
los gases de combustión, en la energía desechada por los gases y en las temperaturas de
trabajo.
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10.1
Análisis de la combustión con Aire Enriquecido.
Para cuantificar las diferencias entre los procesos con enriquecimiento y sin
enriquecimiento de oxígeno, se calculó un pequeño balance de energía. En este balance deenergía se hizo variar algunos parámetros como la temperatura de gases de escape, el calor
disponible y el enriquecimiento de oxígeno.
Figura 10-2: Volumen de control. Análisis de Combustión con Aire enriquecido.
Balance energético:
(10-1)
Flujo de Gas Natural en [kg/s].
: Poder calorífico Inferior del Gas Natural en [kJ/kg].
: Flujo de Oxidante en [kg/s].
: Entalpía del Oxidante en [kJ/kg].
: Flujo de Calor Extraído [kW].
: Energía de Gases de Escape en [kW].
Los Gases de Escape son el producto de la combustión. En general estos gases se
componen de Vapor de Agua (H2O), Dióxido de Carbono (CO2), Nitrógeno (N2) y Oxígeno(O2). Dependiendo de la naturaleza del combustible, los parámetros de combustión y la
temperatura de los gases, existen otros componentes relevantes como el Dióxido de Azufre
(SO2), Monóxido de Carbono (CO) y diversos Óxidos de Nitrógeno (NOx). Estos dos últimos
componentes escapan a los objetivos del estudio y no serán contemplados.
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Para resolver este balance de energía y realizar un análisis de la combustión, se debió
realizar algunos pasos previos, los que serán detallados a continuación.
10.1.1
Análisis elemental del combustible.
El Gas Natural se compone en su mayoría de metano (CH4) junto con cantidades
menores de etano, propano y butano. La siguiente tabla, indica la composición media del Gas
Natural.
Tabla 10-1: Composición Media Gas Natural.
CH4 92,21%
C2H6 3,55%
C3H8 1,02%
C4H10 0,45%C5H12 0,13%
C6H14 0,05%
N2 0,97%
CO2 1,61%
Hsup kJ/Nm3 39020
Densidad Relativa 0,61
Para determinar la cantidad de oxidante necesaria para la combustión
estequiométrica, además de los productos de combustión, fue necesario realizar un análisis
elemental del combustible, es decir la composición másica por cada elemento delcombustible.
Contenido en masa de Carbono:
(10-2)
Contenido en masa de Hidrógeno:
(10-3)
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Contenido en masa de Oxígeno:
(10-4)
Contenido en masa de Nitrógeno:
(10-5)
Masa total de Combustible en un kilo-mol:
(10-6)
Finalmente, la composición elemental masa se obtuvo de:
(10-7)
(10-8)
(10-9)
(10-10)
10.1.2 Determinación de Flujos de Oxidante.
Suponiendo un modelo de combustión completa, es posible deducir un sistema de
ecuaciones para las fracciones molares de las especies químicas presentes en los gases de
escape a partir de un balance de masa de las reacciones globales.
(10-11)
(10-12)
(10-13)
A partir de las relaciones 10-11, 10-12 y 10-13 se determina que:
(10-14)
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Donde corresponde al volumen de oxidante estequiométrico necesario para
realizar la combustión. corresponde a la fracción volumétrica de Oxígeno presente en el
oxidante. Al utilizar Aire como oxidante, corresponde a 0,21.
10.1.3
Composición Gases de Escape.
De la misma manera, se pueden establecer relaciones para determinar la composición
química de los gases de escapes.
(10-15)
(10-16)
(10-17)
(10-18)
(10-19)
donde coresponde a la razon de oxidante utilizado respecto al flujo de oxidante
estequiométrico (
= 1,1 se traduce en un 10% de exceso de oxidante con respecto al valor
estequiométrico).
Estas fracciones molares obtenidas, pueden ser transformadas fácilmente en
fracciones volumétricas.
(10-20)
(10-21)
(10-22)
(10-23)
(10-24)
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22
10.1.4
Obtención de las entalpías sensibles molares.
Para la determinación de la energía diluida en los gases de escape fue imprescindible
contar con las entalpías sensibles de cada una de las especies presentes.
Las entalpías de las especies químicas de interés, fueron obtenidas a partir de los
calores específicos molares obtenidos desde el apéndice del libro “Thermodynamics: An
Engineering Approach” de Çengel.
Tabla 10-2: Calores Específicos molares como función de la temperatura.(2)
Al integrar estas expresiones en función de la temperatura, tal que a cero Kelvin la
entalpía sensible sea igual a cero, se obtienen las expresiones que describen la entalpía de las
especies químicas en función de la temperatura. Es así que:
(10-25)
(10-26)
(10-27)
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(10-28)
(10-29)
10.2
Resultados Preliminares.
Con los datos obtenidos anteriormente, se programó un pequeño modelo en el software
“Wolfram Mathematica” para así comprender, a priori, el efecto que produce el
enriquecimiento por oxígeno en la combustión.
El modelo consideró la combustión de 0,1 [kg/s] de “Fuel Oil #6”, con un 10% de exceso
de oxidante.
Se propuso analizar la combustión con:
Aire (21% Oxígeno)
Aire enriquecido al 30% (30% Oxígeno)
Uso de Oxígeno Técnico (95% Oxígeno.
Calor Extraído del Proceso: 2883,7 [kW]
Además, se supuso escenarios con temperaturas 700°C, 900°C y 1100°C en los gases de
escape.
En primer lugar, se analizó el grado de alteración que sufren los productos de la
combustión a medida que se enriquece el oxidante. En la siguiente Tabla se pueden observar
los resultados obtenidos del modelo teórico.
Tabla 10-3: Composición Molar de Gases Escape por kilogramo de combustiblequemado, en función del Oxígeno presente en la combustión.
% OxígenonCO2
[kmol]nH2O
[kmol]nSO2
[kmol]nO2
[kmol]nN2
[kmol]Moles Totales
[kmol]
21% 0,07136 0,05208 0,00087 0,00980 0,40553 0,5396430% 0,07136 0,05208 0,00087 0,00980 0,25155 0,38566
95% 0,07136 0,05208 0,00087 0,00980 0,00557 0,13968
De los resultados obtenidos se observa que para un flujo de combustible constante, el
enriquecimiento con oxígeno disminuye significativamente la fracción de nitrógeno presente
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en los gases de escape, lo que se traduce en una reducción del flujo másico de gases
generados en la combustión.
Además, resultó interesante determinar la cantidad de potencia disipada en los gases
de escape. Utilizando el modelo desarrollado, se calculó el flujo de energía de los gases a
700°C.
Tabla 10-4: Potencia contenida en gases según especie química.
% Oxígeno PotenciaCO2 [kW]
PotenciaH2O [kW]
PotenciaSO2 [kW]
PotenciaO2 [kW]
PotenciaN2 [kW]
Total[kW]
21% 227,6 129,9 2,9 21,4 835,6 1217,5
30% 227,6 129,9 2,9 21,4 518,3 900,2
95% 227,6 129,9 2,9 21,4 11,8 393,6
Los resultados indican una gran reducción en el flujo de energía desechada en los
gases de escape como resultado del enriquecimiento del comburente con oxígeno. Esto se
debe netamente a la drástica reducción en el flujo másico de gases generados producto de la
combustión.
Finalmente, interesó conocer el efecto que produce la temperatura de gases de escape
en los potenciales ahorros de combustible. Para esto, se desarrolló el balance de energía del
modelo considerando distintos niveles de enriquecimiento y variaciones en la temperatura de
gases de escape.
Tabla 10-5: Resultados Balance Energía 1. Análisis Preliminar.
Consumo de Energía, Gases a 700°C, Calor Útil 2883,74 [kW]
%OxígenoPotencia
GasesCalorÚtil
PotenciaIngresada
% AhorroCombustible
21% 1217,5 2883,7 4101,2 0%
30% 810,9 2883,7 3694,7 10%
95% 306,1 2883,7 3189,9 22%
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Tabla 10-6: Resultados Balance de Energía 2. Análisis Preliminar.
Consumo de Energía, Gases a 900°C, Calor Útil 2883,74 [kW]
%OxígenoPotencia
Gases
Calor
Útil
Potencia
Ingresada
% Ahorro
Combustible21% 1874,0 2883,7 4757,7 0%
30% 1188,0 2883,7 4071,7 14%
95% 426,0 2883,7 3309,8 30%
Tabla 10-7: Resultados Balance de Energía 3. Análisis Preliminar.
Consumo de Energía, Gases a 1100°C, Calor Útil 2883,74 [kW]
%OxígenoPotencia
Gases
Calor
Útil
Potencia
Ingresada
% Ahorro
Combustible21% 2818,9 2883,7 5702,6 0%
30% 1669,2 2883,7 4552,9 20%
95% 560,5 2883,7 3444,3 40%
Figura 10-3: Gráfico máximo ahorro potencial de combustible. AnálisisPreliminar.
Los resultados obtenidos indican que el enriquecimiento del comburente con oxígeno
produce mejores resultados en aquellos procesos en los que se cuenta con mayores
0%
10%
20%
30%
40%
700°C 900°C 1000°C
A h o r r o d e C o m b u s t i b l e
Temperatura Gases de Escape
Máximo Ahorro Potencial deCombustible
Ahorrocombustible
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temperaturas de gases de escape (procesos de alta temperatura), lo que resulta obvio al
considerar que la entalpía del nitrógeno es proporcional a la temperatura que poseen los
gases.
Según esto, el proceso de mantención de temperatura del baño de cobre al interior de
un horno de refino resulta ideal dada las altas temperaturas de trabajo del sistema, por lo que
la técnica de enriquecimiento podría proporcionar grandes ahorros de energía en este proceso.
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11. BALANCE DE ENERGÍA HORNO DEREFINO.
Las modificaciones propuestas requieren realizar un estudio termodinámico del
proceso de manera que sea posible cuantificar la cantidad de energía que se debe aportar al
sistema para lograr mantener el baño de cobre a la temperatura de 1230°C.
Para esto, se realizó el balance de energía del horno teniendo en cuenta sus
condiciones operacionales y las condiciones del ambiente. El volumen de control
considerado, se representa en el siguiente esquema:
Figura 11-1: Volumen de control. Balance energía Horno Refino.
Para este proyecto se consideró el uso de Gas Natural, el cual es transportado hacia
las operaciones de la Fundición Chuquicamata mediante el uso de un gaseoducto desde la
planta GNL Mejillones, propiedad de la empresa E-CL del grupo GDF Suez.
El uso de Gas Natural representa un potencial beneficio desde el punto de vista
operacional ya que no requiere acondicionamientos previos para su uso (el “Fuel-Oil #6”
debe ser calentado para disminuir su viscosidad y facilitar su atomización para la
combustión) y además representa un beneficio ambiental al no contener trazas de azufre,
disminuyendo las emisiones totales de SO2. Esto último resultará en extremo importante una
vez que se ponga en marcha el nuevo marco legal respecto a las emisiones máximas
permitidas de azufre y arsénico en las fundiciones de cobre que operan en Chile.
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El oxidante corresponde a Aire enriquecido con Oxígeno. Comúnmente, las
aplicaciones similares utilizan esta mezcla con un 30% de enriquecimiento (30% de
Oxígeno). El estudio realizado contempló dos mezclas posibles, desde un 30% de
enriquecimiento a un 95% (oxígeno técnico), con la finalidad de obtener una mezcla óptimadesde el punto de vista económico.
Debido a que las paredes externas del horno (Manto y Culata) poseen temperaturas
relevantes, se debió considerar la transferencia de calor mediante convección natural además
de la radiación térmica hacia el ambiente de la nave.
Finalmente, la ecuación que describe el balance de energía del volumen de control,
corresponde a:
(11-1)
Donde:
Flujo de Gas Natural en [kg/s].
: Poder calorífico Inferior del Gas Natural en [kJ/kg].
: Flujo de Oxidante en [kg/s].
: Entalpía del Oxidante en [kJ/kg].
: Energía de Gases de Escape en [kW].
: Pérdidas de Energía en [kW].
Para resolver el balance de energía fue necesario calcular primeramente las pérdidas de
energía en el proceso. Para ello, fue necesario desarrollar un estudio de transferencia de calor
en donde se debió:
Considerar la temperatura de gases de escape como un parámetro conocido mediante
el uso de alguna relación empírica o supuestos.
Realizar un análisis de transferencia de calor determinando las temperaturas de
paredes internas y externas del horno para determinar las pérdidas de calor.
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11.1
Cálculo de Pérdidas de Energía.
11.1.1 Marco teórico de la transferencia de calor.
Las elevadas diferencias de temperatura que se producen entre el interior del horno y la
temperatura ambiente producen pérdidas de calor de forma inevitable. Estas pérdidas de
calor, a través de las paredes y cavidades del horno, se manifiestan de tres maneras posibles:
Conducción, Convección y Radiación.
11.1.1.1 Conducción Térmica.
La Conducción es la transferencia de energía desde las partículas con más energía a
otras adyacentes con menos energía como resultado de las interacciones entre ellas. LaConducción puede ocurrir en sólidos, líquidos o gases. En gases y líquidos, la conducción se
debe a la colisión y difusión de las moléculas durante su movimiento aleatorio. En los
sólidos, se debe a las colisiones y difusión de las moléculas en una red y el transporte de
energía por los electrones libres.
La cantidad de calor conducido a través de un medio depende de la geometría del
medio, su espesor, el material del medio, como también la diferencia de temperatura a través
del medio.
Figura 11-2: Ilustración de fenómeno de transferencia de calor por Conducción enpared plana.
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Consideremos un flujo de calor conducido constante a través de una pared larga y
plana con espesor y área , como se muestra en la figura 11-2. La diferencia de
temperatura a través de la pared es .
Los experimentos han demostrado que la cantidad de calor conducido a través de la
pared es proporcional a la diferencia de temperatura a través de la pared, pero
inversamente proporcional al espesor de la pared . De lo anterior se deduce que:
(11-2)
donde corresponde a la conductividad térmica del material, lo que puede ser
comprendido como la habilidad del material para conducir el calor.
Otra interpretación de la ecuación 11-2, es
(11-3)
(11-4)
donde es interpretado como la resistencia térmica del material, es decir su capacidad
de oponerse al flujo de calor.
11.1.1.2
Convección.
La Convección es el modo de transferencia de energía entre una superficie sólida y
fluido adyacente que se encuentra en movimiento, involucra los efectos combinados de la
conducción y el movimiento de fluidos. Mientras más rápido sea el movimiento del fluido,
más grande será la transferencia de calor por convección. En ausencia de cualquier
movimiento en el fluido, la transferencia de calor entre la superficie sólida y el fluido
adyacente es conducción pura. La presencia de movimiento en el fluido mejora la
transferencia de calor entre la superficie sólida y el fluido, pero también complica ladeterminación de la cantidad de calor transferido.
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Figura 11-3: Ilustración de fenómeno de transferencia de calor por Convección.(3)
Considérese el enfriamiento de un bloque caliente mediante el soplado de aire frío
sobre la superficie superior (figura 11-3). La energía es transferida primeramente a la capa de
aire adyacente al bloque mediante conducción. Luego, esta energía es llevada desde la
superficie por convección, es decir, por el efecto combinado de la conducción dentro del airedebido al movimiento aleatorio de las moléculas y al movimiento macroscópico del aire, que
remueve el aire calentado cerca de la superficie y lo reemplaza por aire frío.
La convección recibe el nombre de Convección Forzada si el fluido es forzado a fluir
sobre la superficie mediante el uso de agentes externos, como un ventilador o el mismo
viento. En contraste, recibe el nombre de Convección Natural si el movimiento del fluido es
causado por las fuerzas de flotación inducidas por las diferencias de densidad debido a las
variaciones de temperatura en el fluido.
A pesar de la complejidad de la convección, se observa que la cantidad de calor
transferido por convección es proporcional a la diferencia de temperatura, y se expresa
convenientemente por la ley de Newton de enfriamiento como:
(11-5)
donde es el coeficiente de transferencia de calor por convección en , es el área de
la superficie donde la convección tiene lugar,
es la temperatura de la superficie y
es la
temperatura del fluido lo suficientemente lejos de la superficie.
El coeficiente de transferencia de calor por convección no es una propiedad del
fluido. Se trata de un parámetro determinado experimentalmente cuyo valor depende de todas
las variables que influyen en la convección, como la geometría de la superficie, la naturaleza
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del movimiento del fluido, las propiedades del fluido, y la velocidad del fluido. Los valores
típicos de se expresan en la tabla 11-1.
Tabla 11-1: Tabla de Valores Típicos para Convección Natural.(3)
11.1.1.3 Radiación Térmica.
La radiación es la energía emitida por la materia en la forma de ondas
electromagnéticas (o fotones) como resultado de los cambios en las configuraciones
electrónicas de los átomos o moléculas. A diferencia de la conducción y la convección, la
transferencia de energía por radiación no requiere de la presencia de un medio intermedio. De
hecho, la transferencia de energía por radiación es más rápida y no sufre atenuaciones en
vacío.
En los estudios de transferencia de calor interesa la radiación térmica,
correspondiente a la forma de radiación emitida por los cuerpos a raíz de su temperatura.
Difiere de otras formas de radiación electromagnética tales como rayos X, rayos gamma,
microondas, ondas de radio y televisión ya que no están relacionadas con la temperatura.
Todos los cuerpos a temperatura sobre el cero absoluto emiten radiación térmica.
La radiación es un fenómeno volumétrico, y todos los sólidos, líquidos y gases
emiten, absorben o transmiten radiación en grados diferentes. Sin embargo, la radiación esgeneralmente considerada como un fenómeno de superficie de los sólidos que son opacos a la
radiación térmica, tal como metales, maderas o rocas ya que la radiación emitida por las
regiones interiores de dichos materiales nunca pueden alcanzar la superficie, y la radiación
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incidente sobre tales cuerpos se absorbe generalmente dentro de unas pocas micras de
superficie.
La máxima cantidad de radiación que puede ser emitida por una superficie a una
temperatura absoluta Ts (en K) es dada por la ley de Stefan-Boltzmann como
(11-6)
donde es la constante de Stefan-Boltzmann. La superficie
idealizada que emite esa cantidad máxima de radiación se denomina como cuerpo negro, y su
radiación emitida recibe el nombre de radiación de cuerpo negro. La radiación emitida por
todas las superficies reales es menor que la radiación emitida por un cuerpo negro a la misma
temperatura, y se expresa como (11-7)
donde corresponde a la emisividad de la superficie. La emisividad de un cuerpo, cuyo valor
se encuentra en el rango , es una medida de que tanto se aproxima una superficie a
un cuerpo negro para el cual .
Otra propiedad importante de la radiación de una superficie es su capacidad de
absorción, que corresponde a la fracción de la energía incidente sobre una superficie que es
absorbida por la superficie. Como la emisividad, su valor está en el rango 0 1. Un
cuerpo negro absorbe toda la radiación incidente sobre el mismo. Es decir, un cuerpo negro
es un absorbente perfecto así como un emisor perfecto.
En general, tanto y de una superficie depende de la temperatura y la longitud de
onda de la radiación. La ley de Kirchhoff de la radiación establece que la emisividad y la
absorción de una superficie a una temperatura y longitud de onda determinada son iguales.
En muchas aplicaciones prácticas, la temperatura de la superficie y la temperatura de la
fuente de radiación incidental son del mismo orden de magnitud, y la absorción promedio deuna superficie se toma para ser igual a su emisividad media. La tasa a la que una superficie
absorbe la radiación se determina a partir de
(11-8)
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donde es la radiación incidente sobre la superficie y es la absortividad de la
superficie. Para superficies opacas (no transparentes), la porción de la radiación incidental no
absorbida por la superficie es nuevamente reflejada.
La diferencia entre las tasas de radiación emitida por la superficie y la radiación
absorbida es la transferencia neta de calor por radiación. Si la tasa de absorción por radiación
es mayor que la tasa de emisión por radiación, se dice que la superficie está ganando energía
por radiación. De lo contrario, se dice que la superficie está perdiendo energía por radiación.
En general, la determinación de la tasa neta de transferencia de calor por radiación entre dos
superficies es un asunto complicado ya que depende de las propiedades de las superficies, su
orientación con relación a otra y la interacción del medio entre las superficies con radiación.
11.1.1.3.1
Factores de Forma.
Para hacer un balance de energía sobre una superficie, el flujo de radiación entrante
debe ser evaluado. En un recinto general, la radiación tiene contribuciones de todas las partes
de la superficie del recinto. Por lo tanto, hay que determinar qué parte de la energía que sale
de cualquier superficie de la carcasa se desplaza hacia la superficie bajo consideración. Las
relaciones geométricas que regulan este proceso para superficies difusas (que absorben y
emiten de forma difusa, y también reflejan la energía radiante difusa) se conocen como
factores de forma. Otros nombres utilizados en la literatura son el factor de configuración, el
factor de ángulo, y el factor de vista. El factor de forma entre dos superficies y se
define como:
(11-9)
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Figura 11-4: Ilustración del Cálculo de Factores de Forma.(4)
donde la palabra "directamente" se pretende dar a entender "en un camino recto, sin
intervenir reflexiones."
Los factores de forma pueden ser determinados por una variedad de métodos, tales
como la integración directa (integración analítica o numérica), evaluación estadística a través
de estadística de muestreo utilizando un método de Monte Carlo(4).
Matemáticamente, factores de forma se pueden expresar en términos de una integral
doble superficie, es decir
∫ ∫ (11-10)
Donde:
: Elemento diferencial de la superficie .: Elemento diferencial de la superficie .
: Ángulo entre el vector normal del elemento de superficie y el vector .
: Ángulo entre el vector normal del elemento de superficie y el vector .
: Distancia entre y .
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11.1.1.3.2
Álgebra de Factores de Forma.
Las matemáticas de los factores de forma siguen ciertas reglas, que pueden ser
explotadas para simplificar su evaluación. Las dos más importantes son la regla de adición
para configuraciones cerradas de N superficies que establece que la suma de las fracciones
deben sumar la unidad, y la regla de reprocidad.
∑ (11-11)
(11-12)
Muchos factores de forma para configuraciones bastante complejas se pueden
calcular sin ningún tipo de integración, simplemente usando las reglas de reciprocidad, suma
y, tal vez, el factor de vista conocida para una geometría más básica.
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11.1.2
Estudio de la Transferencia de Calor.
Iniciando el estudio de transferencia de calor en el horno, se hizo necesario acotar las
regiones en donde se realizarán los cálculos. Para esto, el horno fue separado en dos regiones
claramente establecidas.
La región sumergida en el baño.
La región que alberga la zona de combustión.
La región que alberga la zona de combustión, hace referencia a las superficies interiores
del horno donde ocurre la combustión y la transferencia de calor entre los gases y las paredes
del horno, tal como se muestra a continuación.
Figura 11-5: Zonas de Intercambio Radiativo. Horno Refino.
Las superficies interiores enumeradas corresponden a:
Tabla 11-2: Tamaño de superficies zona de combustión. Horno Refino.
N° Superficie Área [m2]
1 Baño de Cobre 31,13762 Culata Norte 2,2328
3 Culata Sur 2,2328
4 Manto 36,9515
5 Boca de Carga 3,0000
6 Escape 1,5000
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La región sumergida en el baño, como su nombre lo indica, hace referencia a aquellas
superficies del horno que se encuentran en contacto directo con el baño de cobre.
Figura 11-6: Zonas sumergidas por el baño. Horno Refino.
Las superficies interiores enumeradas corresponden a:
Tabla 11-3: Tamaño Superficies sumergidas por el baño. Horno Refino.
N° Superficie Área [m2]
7 Culata Inferior Norte 5,4223
8 Manto Inferior 62,0523
9 Culata Inferior Sur 5,4223
En la zona superior, se supuso que la transferencia de energía ocurre
fundamentalmente por el intercambio radiativo entre las superficies, para luego ser
transferida hacia el exterior por conducción térmica a través de las paredes. En la zona
inferior, se supuso que la transferencia de energía ocurre netamente por conducción térmica
entre el baño de cobre y las paredes del horno.
Como se mencionó anteriormente, las paredes de los hornos están compuestas por
ladrillos refractarios, asbesto y acero. Las propiedades de estos materiales se encuentran en la
tabla siguiente:
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Tabla 11-4: Propiedades Térmicas Materiales Horno Refino.
Material Conductividad Emisividad [-]
Acero 50 0,9
Asbesto 0,3 0,13Ladrillo Refractario 2,6 0,94
El calor que fluye a través del manto, se determinó mediante:
( ⁄ ) ⁄ ⁄
donde y corresponden a la temperatura interior y exterior del manto respectivamente,y corresponde al largo interior del horno.
Para las relaciones que se verán más adelante, conviene utilizar el flujo de calor por
unidad de área, resultando:
⁄ ⁄ ⁄
Además el denominador puede ser interpretado como la resistencia térmica del manto
⁄ ⁄ ⁄
donde corresponde al área exterior del manto.
Finalmente, se tiene que
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Figura 11-7: Detalle construcción manto. Horno Refino.
En el caso de las culatas del horno, el problema es similar.
donde , y corresponden a la longitud de la capa de ladrillo refractario, asbesto y acero
respectivamente.
De la misma manera, el denominador se interpretó como la resistencia térmica de las
culatas, quedando:
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Se supondrá que en el exterior del horno existen condiciones de transferencia de calor
por convección natural y radiación térmica. Es evidente que, al realizar un balance energético
en las superficies del horno, el calor que fluye por las paredes por conducción debe ser igual
a la suma del calor disipado por convección natural y radiación.
Por lo tanto, en el manto se cumple que:
( )
Para el caso de las culatas sucede que:
( )
Donde y corresponden a las temperaturas de pared exterior y la temperatura
ambiente respectivamente.
En las ecuaciones descritas, puede ser determinado en cada una de las paredes si
el
correspondiente es conocido.
En el caso de la región sumergida en el baño, se supuso que es igual a la
temperatura del baño de cobre (1230°C) y por tanto es idéntico para todas las superficies
sumergidas. Siendo así, fue posible determinar de cada superficie sumergida y con ello
las pérdidas de calor asociadas.
Por el contrario, en la región que alberga la zona de combustión, no es conocido
para ninguna de las superficies ni puede ser supuesto arbitrariamente. En este caso, fue
necesario realizar un análisis más profundo considerando el intercambio radiativo entre las
superficies internas del horno, los gases producto de la combustión y el baño de cobre.
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42
11.1.2.1 Intercambio radiativo entre las superficies.
Tradicionalmente, para el modelado de intercambio radiativo entre superficies, se recurre
a la analogía eléctrica tal como lo enseña la figura a continuación.
Figura 11-8: Analogía Eléctrica para el Intercambio Radiativo.
En este caso, se utilizará un sistema de ecuaciones que incluyen la participación del
medio (Medio no-transparente).
El modelo de intercambio radiativo, con su extensión para N superficies, corresponde
a:
[ ]
( )
donde:
: Flujo de Calor por unidad de área en la superficie j-ésima.
: Emisividad de la superficie j-ésima.
: Factor de Forma de la superficie k-ésima con relación a la superficie j-ésima.
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43
: Transmisividad del medio.
: Radiación de cuerpo negro emitida por la superficie j-ésima.
: Emisividad del medio.
: Radiación de cuerpo negro emitida por el medio.
11.1.2.2 Determinación de los factores de forma.
Como se mencionó con anterioridad, para efectos del cálculo de intercambio radiativo
entre superficies, es imprescindible contar con los factores de forma de éstas.
Los factores de forma de algunas superficies conocidas, o de problemas cotidianos, se
encuentran resueltas y tabuladas en la literatura. En este caso, algunos de los factores de
forma fueron hallados en “A Catalog of Radiation heat Transfer Configuration Factors, 2nd
edition” de John R. Howell, mientras que otros factores de forma debieron ser calculados
utilizando la definición.
11.1.2.2.1
Factor de forma entre la superficie del baño y Culatas. F1-2 y F1-3.
En la sección C-36 del catálogo, Factores de forma desde áreas finitas a áreas finitas,
se halló la configuración que representa el factor de forma entre la superficie del baño y
culatas.
Figura 11-9: Catálogo de Factores de Forma. John R. Howell(5).
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De las cotas conocidas, se obtuvo que y que . Dada la
baja resolución del gráfico, y en un esfuerzo por obtener un valor representativo, se
agregaron escalas y líneas secundarias en ambos ejes del gráfico.
Figura 11-10: Obtención del Factor de Forma.De esta forma, se obtuvo que los factores de forma aproximadamente.
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45
11.1.2.2.2
Factor de forma entre la superficie del baño y Boca de Carga. F1-5.
Para este caso, no se encontró ninguna expresión en el catálogo de Howell, por lo que se
decidió calcular el factor de forma utilizando el software Wolfram Mathematica.
La mecánica del cálculo consistió en dividir las superficies en pequeñas partes ( y
) para posteriormente aproximar la integral por sumas, es decir:
Figura 11-11: Superficies 5 y 1. Horno Refino.
Los parámetros introducidos en el código desarrollado son los siguientes:
El resultado obtenido, fue
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11.1.2.2.3
Factor de forma entre la superficie del baño y Escape. F1-6.
El factor de forma entre la superficie del baño y el Escape, se determinó de la misma
manera.
Figura 11-12: Superficies 1 y 6. Horno Refino.
El resultado obtenido fue,
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11.1.2.2.4
Factor de forma entre la superficie del baño y Manto. F1-4.
Utilizando las propiedades de los factores de forma para superficies cerradas, fue
posible determinar el factor de forma entre el baño de cobre y el manto
simplemente
como:
Figura 11-13: Superficies 1 y 4. Horno Refino.
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11.1.2.2.5
Factor de forma entre Culata Norte y Culata Sur. F2-3 y F3-2.
En la sección C-46 del catálogo, Factores de forma desde áreas finitas a áreas finitas,
se halló la configuración que representa el factor de forma entre las culatas.
Figura 11-14: Factor de Forma entre segmentos circulares opuestos. John R. Howell(5).
Nuevamente se realizaron modificaciones en el gráfico añadiendo escalas en ambos
ejes, en busca de obtener el valor más representativo posible de la situación.
De las cotas conocidas, se obtuvo que y que .
Figura 11-15: Obtención Factor de Forma F2-3 y F3-2.
Finalmente, se desprende que:
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11.1.2.2.6
Factor de forma entre Culata Norte y boca de Carga. F2-5 y F3-5.
Utilizando la misma mecánica de dividir las superficies en partes pequeñas, se
determinó el factor de forma entre las Culatas y la boca de carga.
Figura 11-16: Superficies 2, 3 y 5. Horno Refino.
Utilizando una grilla como ayuda, se dividió la superficie de las culatas en pequeñas
partes cuadradas.
Figura 11-17: Malla Auxiliar para Cálculo Factor de Forma.
Posteriormente, se ingresaron los parámetros al código desarrollado en Wolfram
Mathematica.
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Y los resultados obtenidos de los factores de forma:
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11.1.2.2.7
Factor de forma entre Culatas y Escape. F2-6 y F3-6.
El cálculo de estos factores de forma se realizó análogamente al anterior, dividiendo
las superficies de las culatas en pequeñas superficies cuadradas. Los parámetros de
programación de estas superficies están dados por:
Figura 11-18: Superficies 2, 3 y 6. Horno Refino.
y
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11.1.3 Tabla de Factores de Forma.
Finalmente, realizando cálculos en base a los resultados anteriores y aplicando las
propiedades algebraicas de los factores de forma, se pudo determinar todos los factores de
forma de las superficies interiores del horno.
Tabla 11-5: Tabla resumen Factores de Forma 1.
F11 0,000000 F21 0,418358 F31 0,418358
F12 0,030000 F22 0,000000 F32 0,150000
F13 0,030000 F23 0,150000 F33 0,000000
F14 0,892480 F24 0,427649 F34 0,346622
F15 0,021056 F25 0,003613 F35 0,003613
F16 0,026464 F26 0,000380 F36 0,081408
Tabla 11-6: Tabla resumen Factores de Forma 2.
F41 0,695586 F51 0,437085 F61 0,549350
F42 0,024000 F52 0,005378 F62 0,000566
F43 0,024000 F53 0,005378 F63 0,121180
F44 0,223383 F54 0,551513 F64 0,328257
F45 0,020707 F55 0,000000 F65 0,000647
F46 0,012325 F56 0,000647 F66 0,000000
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53
11.1.4
Cálculo de la Emisividad de los Gases de Escape.
En la práctica, los gases de combustión también participan en el intercambio de calor
por radiación. Esto, debido a que los gases diluidos de Dióxido de Carbono y Vapor de Agua
no son transparentes y poseen coeficientes de emisividad relevantes.
La emisividad de los gases de escape dependerá, entonces, de las fracciones
volumétricas presentes de Dióxido de Carbono y Vapor de Agua presentes, de la temperatura
de los gases de escape y de la presión de éstos.
Existen dos métodos bastante conocidos para la estimación de la emisividad de los
gases de escape a distintas temperaturas: Las Curvas de Hottel y Las Funciones de Leckner.
Las curvas de Hottel corresponden a gráficos con resultados experimentales, desde
donde es posible obtener una estimación de la emisividad total de los gases de escape. Para
ello, se utilizan las relaciones
Donde
( )
( )
( )
: Temperatura Gases de Escape
: Presión Parcial CO2.
: Presión Parcial H2O.
: Longitud Media del Haz.
: Corrección por Presión para CO2.
: Corrección por Presión para H2O.
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Figura 11-19: Curvas de Hottel. Emisividad de CO2.(6)
Figura 11-20: Curvas de Hottel. Emisividad de H2O.(6)
Figura 11-21: Curvas de Hottel. Corrección Traslape de Bandas.(6)
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Si bien estos gráficos resultan bastante efectivos para la estimación de la emisividad
de los gases de escape, imposibilitan la opción de integrarlos en algún tipo de código para
automatizar el cálculo.
Otra forma de obtener una estimación de la emisividad de los gases de escape, es
mediante las funciones de Leckner.
Leckner ofrece expresiones empíricas para la emisividad total de los gases de escape.
Esto, derivado de las expresiones que describen la conducta del Vapor de Agua y Dióxido de
carbono en el ancho de banda corta sumada sobre el espectro. En estas correlaciones, la
presión se encuentra en bares y la longitud media del haz en centímetros.
y
se calculan como:
() ( ) ()
() { }
( )
Donde los coeficientes están dados por la tabla siguiente:
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Tabla 11-7: Parámetros de Funciones de Leckner.(4)
Los resultados obtenidos mediante las expresiones de Leckner son muy similares a
los resultados experimentales obtenidos por Hottel. Las diferencias entre ambos métodos son
ilustradas a continuación.
Figura 11-22: Emisividad total para el CO2 según Hottel (Líneas sólidas) yLeckner (Líneas segmentadas).(4)
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Figura 11-23: Emisividad total para H2O según Hottel (líneas sólidas) y Leckner(líneas segmentadas).(4)
Finalmente, las expresiones de Leckner fueron ingresadas al software Wolfram
Mathematica para su posterior uso.
11.1.5 Determinación de la temperatura de Gases de Escape.
La determinación de la temperatura de gases de escape es un punto fundamental dentro
de la programación del problema, ya que influye significativamente en los resultados del
balance de energía.
La utilización de una temperatura de gases excesivamente baja, producirá una estimación
del consumo de combustible muy por debajo de lo real. Por el contrario, una temperatura de
gases excesiva sobreestimará el consumo de combustible.
Se consultó al personal de Mantención de la Fundición Chuquicamata por la existenciade datos históricos acerca de la temperatura de gases de escape de alguno de los hornos de
refino. La respuesta obtenida fue que no existe un monitoreo de las temperaturas en ese
punto, por lo que esos datos sencillamente no existen.
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Dada la naturaleza del proceso, sería de esperar que las temperaturas bordearan los
1200°C. Algunas firmas de ingeniería, relacionadas con la recuperación de calor desde estos
gases, señalan que las temperaturas oscilan entre los 1100°C y los 1200°C (7).
Marks(8) define algunas relaciones empíricas para la determinación de la temperatura de
los gases de escape dependiendo del tipo de cámara de combustión.
El manual sugiere dos posibilidades aplicables a este modelo:
Suponer que los gases de la cámara de combustión están totalmente agitados, lo que
produce que la temperatura de gases de escape sea igual a la temperatura de los gases
al interior de la cámara.
Suponer que la diferencia entre la temperatura de los gases al interior de la cámara y
la temperatura de los gases de escape se encuentra normalizada respecto a la
temperatura estimada de la llama.
( )
Donde:
: Temperatura de los gases al interior de la cámara de combustión.
: Temperatura de los gases de escape, a la salida del horno.
: Temperatura de llama estimada.
: Delta de temperatura normalizado.
En la práctica, se supondría que la temperatura de los gases al interior de la cámara esmayor que la temperatura de los gases de salida (debido a la transferencia de calor), por lo
que la relación 11-34 es poco realista. Además, esta relación conduce a minimizar el valor de en el balance térmico, ya que, gran cantidad de la energía se disipa en los gases de escape
producto de la sobreestimación de la temperatura.
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La segunda relación 11-35 supone ser más realista respecto a lo observado en la
práctica, aunque requiere de un esfuerzo adicional al incluir dos parámetros más. Ante la
ausencia de información Marks sugiere utilizar , mientras que debió ser
determinado utilizando información adicional.
Wagner(9) expone una relación empírica para la determinación de la máxima
temperatura estimada de la llama en base a:
Donde:
: Factor de reducción.: Temperatura de llama estimada.
: Temperatura de llama adiabática.
Además, Wagner menciona que depende de la naturaleza del combustible y define
que:
Para “Fuel Oils”:
Para Gas Natural:
Por otra parte, Baukal(10) describe la temperatura de llama adiabática de algunos
combustibles
Temp. de llama adiabática Fuel Oil – Aire: 2012°C
Temp. de llama adiabática Gas Natural – Aire: 1960°C
Temp. de llama adiabática Gas Natural – Aire enriquecido al 30%: 2226°C
Temp. de llama adiabática Gas Natural – Oxígeno: 2770°C
Con la información recopilada se procedió a elaborar la filosofía de funcionamiento del
programa, en donde se abordaron los dos métodos descritos por Marks con el fin de verificar
las diferencias en los resultados y la influencia de los parámetros supuestos.
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11.1.6
Programación del problema: Filosofía de funcionamiento.
La forma de abordar este problema, se basó considerar la temperatura de los gases de
escape como un parámetro conocido, variable, el cual afectaría directamente el intercambio
radiativo. Para esto, se abordaron dos estrategias:
a)
Suponer que la diferencia entre la temperatura de los gases al interior de la
cámara y la temperatura de los gases de escape se encuentra normalizada
respecto a la temperatura estimada de la llama. Se realizó la iteración de la
temperatura de gases al interior de la cámara de combustión de manera que la
temperatura de las paredes internas del horno sea similar a la temperatura del
baño de cobre (1230°C).
b)
Suponer que los gases en la cámara están perfectamente agitados, tal que la
temperatura de gases al interior de la cámara es igual a la temperatura de
gases de escape. Se fijó una temperatura de Gases de escape de 1230°C para
todos los casos.
La solución del problema pasó necesariamente por iterar el cálculo, corrigiendo cada
vez las temperaturas de pared internas tal que, al realizar el cálculo de intercambio radiativo,
el calor por unidad de área que recibe cada una de las paredes debe ser igual al calor que
transfiere por conducción y que luego se disipa hacia el exterior por medio de la conveccióny radiación térmica.
Para facilitar el cálculo, se desarrolló un código en Wolfram Mathematica en cual se
resuelve el balance de energía para cada una de las paredes del horno.
La filosofía del código desarrollado, se basa principalmente en las siguientes etapas:1.
Ingreso de Parámetros
a.
Datos del Combustible: Análisis elemental, Poder Calorífico Inferior.
b.
Parámetros de combustión: Exceso de oxidante, porcentaje de
enriquecimiento, temperatura de gases en cámara y escape.
c.
Parámetros del Horno: Áreas del horno, conductividades y emisividades de
los materiales.
2.
Cálculo de Productos de combustión.
a.
Cálculo de los productos de combustión en fracciones molares.
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Ingresar
Parámetros
Determinación delos productos de
Combustión.
Cálculo de la
Emisividad de los
Gases de
Combustión.
Cálculo del
Intercambio
Radiativo
¿Satisface el Balance de Energía?
¿Radiación = Conducción = Convección + Radiación?
Recalcula
Temperaturas de
de Superficies
Internas
NO
Cálculo de las
Pérdidas de Calor
del Sistema
SI
Calculo del Flujode Combustible
Imprimir
Resultados
Figura 11-24: Esquema de Funcionamiento del Código desarrollado para el problema.
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11.2
Análisis de Resultados.
11.2.1 Resultados Modelo Situación Actual.
Las primeras aproximaciones al programa se realizaron tratando de llegar a los
parámetros de funcionamiento actuales (combustión sin enriquecimiento), a modo de
verificar la aproximación del modelo a la realidad.
Las condiciones de borde ingresadas al programa fueron:
Combustible: Fuel Oil #6
Temperatura de llama adiabática: 2012 °C
Exceso de Oxidante (lambda): 1,1 Enriquecimiento con Oxígeno: 0%
Contenido de Oxígeno en el Aire a 2500 msnm 20,5%
Se calculó el delta normalizado entre las temperaturas de cámara y escape, para
posteriormente realizar la iteración de la temperatura de los gases al interior de la cámara, tal
que la temperatura interna de las paredes fuese cercana a los 1230°C.
Los resultados obtenidos mediante el modelo matemático fueron alentadores, ya que no
distan demasiado de la realidad
Tabla 11-8: Temperatura de Gases Determinada, Modelo A.
Combustible Fuel Oil#6
Temperatura Gases en Cámara 1305°C
Temperatura Gases de Salida 1181°C
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Tabla 11-9: Resultados modelación situación actual, Modelo A.
Temperatura Gases Escape 1181°C, 0% Enriquecimiento,FO#6
Flujo de Combustible 5,56 [lt/min]
Potencia Ingresada 3801,9 [kW]
Pérdidas de Calor Totales 1722,0 [kW]
Calor Gases Escape 2079,9 [kW]
Potencia N2 1427,1 [kW]
Potencia O2 35,5 [kW]
Potencia CO2 390,7 [kW]
Potencia H2O 221,7 [kW]
Potencia SO2 4,8 [kW]
Tabla 11-10: Resultados Temperaturas Paredes Internas, Situación actualModelo A.
Temperaturas Paredes Internas. %Error
Temperatura Baño Cobre 1230°C Condición
Temperatura Interior CulataNorte
1230,9°C 0,0099669%
Temperatura Interior Culata Sur 1229,0°C 0,0087951%
Temperatura Interior Manto 1223,4°C 0,0099129%
Tabla 11-11: Resultados Temperaturas Paredes Externas, SituaciónActual, Modelo A.
Temperatura Paredes Externas
Culata Norte (Superior) 240,4°C
Culata Norte (Inferior) 240,2°C
Culata Sur (Superior) 240,1°C
Culata Sur (Inferior) 240,2°C
Manto (Hemisferio Superior) 388,4°CManto (Hemisferio Inferior) 388,6°C
Posteriormente, se realizaron los cálculos suponiendo una cámara de combustión con
gases perfectamente agitados, fijando la temperatura de gases de escape en 1230°C.
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Tabla 11-12: Temperatura de Gases Ingresadas, SituaciónActual, Modelo B.
Combustible Fuel Oil#6
Temperatura Gases en Cámara 1230°C
Temperatura Gases de Salida 1230°C
Tabla 11-13: Resultados Modelación Fuel Oil #6, Situación Actual,Modelo B.
Temperatura Gases Escape 1230°C, 0% Enriquecimiento, FO#6
Flujo de Combustible 5,55 [lt/min]
Potencia Ingresada 3790,3 [kW]
Pérdidas de Calor Totales 1619,0 [kW]
Calor Gases Escape 2171,3 [kW]Potencia N2 1488,9 [kW]
Potencia CO2 408,4 [kW]
Potencia H2O 232,0 [kW]
Potencia SO2 5,0 [kW]
Potencia O2 37,0 [kW]
Tabla 11-14: Temperaturas de Paredes Internas Calculadas. Situación Actual.
Modelo B.
Temperatura Paredes Internas. Gases Escape 1230 °C, FO#6 Error %
Temperatura Baño Cobre 1200 °C Condición
Temperatura Interior Culata Norte 1173,28 °C 0,00895 %
Temperatura Interior Culata Sur 1171,73 °C 0,00931 %
Temperatura Interior Manto 1166,62 °C 0,00990 %
Tabla 11-15: Temperatura de Paredes Externas Calculadas. Situación Actual.Modelo B.
Temperatura Paredes Externas. Gases Escape 1230 °C, FO#6
Culata Norte (superior) 232 °C
Culata Norte (inferior) 240 °C
Culata Sur (Superior) 232 °C
Culata Sur (Inferior) 240 °C
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66
Manto (Hemisferio Superior) 376 °C
Manto (Hemisferio Inferior) 389 °C
Los resultados obtenidos por ambos métodos son bastante similares entre sí,
indicando un consumo de combustible cercano a 5,5 [lt/min], es decir, muy cerca de los
valores de consumo facilitados por CODELCO. Estos resultados aportan validez al modelo
matemático desarrollado, con el que posteriormente se obtuvieron aún más resultados.
Los valores de temperatura de pared externa son razonables, y además resultan
similares a las termografías obtenidas en estudios similares. (11)
Tabla 11-16: Resultados de Termografías. CONAMET/SAM 2004(11).
De estos resultados, se desprende que la energía neta necesaria para mantener el baño
a 1230°C, en estas condiciones actuales de operación, es de aproximadamente de 1720 [kW].
Esto corresponde a las pérdidas de energía del horno por convección y radiación térmica para
estas condiciones de combustión.
En ambos resultados, la potencia disipada en los gases de escape corresponde a
alrededor de un 55% de la potencia total entregada al sistema. En ese sentido, gran parte de la
potencia disipada corresponde al nitrógeno presente en el aire de combustión, concretamente
un 68,6 % del total de la potencia disipada en los gases de escape.
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67
Figura 11-25: Potencia de Gases de escape por especie química. Situación Actual.
Dados estos resultados, probablemente, si se logra disminuir la presencia de
nitrógeno presente en el aire de combustión, el consumo de combustible disminuiría
notablemente.
Respecto a las pérdidas de calor, estas fueron graficadas para cada una de las
superficies estudiadas. Los resultados obtenidos en ambos modelos fueron los esperados
desde el punto de vista de eficiencia energética, pues un 32% de las pérdidas de calor se
deben netamente a la boca del horno.
Tabla 11-17: Pérdidas de Calor Calculadas. Situación Actual.
ModeloCulataNorte
[kW]
Culata Sur
[kW]
Manto
[kW]
Boca deCarga
[kW]
Escape
[kW]
Total [kW]
Modelo A 36,8 36,8 1177,1 418,0 53,3 1722,0
Modelo B 36,2 36,2 1145,7 358,5 42,4 1619,0
0,0
500,0
1000,0
1500,0
2000,0
2500,0
Modelo A Modelo B
390,8 408,4
221,8 232,04,8 5,0
1427,1 1488,9
35,537,0
P o t e n c i a { k W ]
Potencia Gases de Escape
O2
N2
SO2
H2O
CO2
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68
Figura 11-26: Pérdidas de Calor por Superficie. Situación Actual.
0
200
400
600
800
1000
1200
1400
1600
1800
Modelo A Modelo B
1177,1 1145,7
418,0358,5
53,342,4
P é r d i d a s d e C a l o r [ k W ]
Modelo
Pérdidas de Calor
Escape
Boca de Carga
Manto
Culata Sur
Culata Norte
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69
11.2.2
Resultados Modelación Conversión a Gas Natural.
Dado los resultados obtenidos en la modelación anterior, causó interés conocer cómo
cambian los resultados anteriores al utilizar gas natural como combustible.
Modificando algunas entradas del programa, tales como la composición elemental del
combustible y el poder calorífico, fue posible obtener los resultados de ambos modelos
aplicados a la combustión del gas natural.
Las condiciones de borde ingresadas al programa fueron:
Combustible: Gas Natural
Temperatura de Llama Adiabática: 1960 °C
Exceso de Oxidante (lambda): 1,1
Enriquecimiento con Oxígeno: 0%
Contenido de Oxígeno en el Aire a 2500 msnm 20,5%
Los resultados obtenidos del primer modelo son:
Tabla 11-18: Temperatura de Gases Determinadas. Modelo A.
Combustible Gas Natural
Temperatura Gases en Cámara 1295°C
Temperatura Gases de Salida 1169°C
Tabla 11-19: Resultados modelación conversión a Gas Natural, Modelo A.
Temperatura Gases Escape 1169°C, 0% Enriquecimiento,Gas Natural.
Flujo de Combustible 598,9 [Nm3/h]
Potencia Ingresada 5496,4 [kW]
Pérdidas de Calor Totales 1732,6 [kW]
Calor Gases Escape 3763,8 [kW]Potencia N2 2500,2 [kW]
Potencia O2 62,1 [kW]
Potencia CO2 485,4 [kW]
Potencia H2O 716,1 [kW]
Potencia SO2 0 [kW]
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Tabla 11-20: Temperaturas de Paredes internas calculadas, Conversión aGas Natural, Modelo A.
Temperaturas Paredes Internas. %Error
Temperatura Baño Cobre 1230,0°C Condición
Temperatura Interior Culata Norte 1231,1°C 0,0091421%
Temperatura Interior Culata Sur 1228,8°C 0,0093667%
Temperatura Interior Manto 1223,5°C 0,0098857%
Tabla 11-21: Temperatura de paredes externas calculadas, Conversión aGas Natural, Modelo A.
Temperatura Paredes ExternasCulata Norte (Superior) 241°C
Culata Norte (Inferior) 240°C
Culata Sur (Superior) 240°C
Culata Sur (Inferior) 240°C
Manto (Hemisferio Superior) 388°C
Manto (Hemisferio Inferior) 389°C
Posteriormente, se realizaron los cálculos suponiendo una cámara de combustión con
gases perfectamente agitados, fijando la temperatura de gases de escape en 1230°C.
Tabla 11-22: Temperaturas de gases ingresadas, Conversión a GasNatural, Modelo B.
Combustible Gas Natural
Temperatura Gases en Cámara 1230°C
Temperatura Gases de Salida 1230°C
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71
Tabla 11-23: Resultados Modelo Conversión a Gas Natural, Modelo B.
Temperatura Gases Escape 1230°C, 0% Enriquecimiento, Gas Natural
Flujo de Combustible 649,0 [Nm3/h]
Potencia Ingresada 5956,2 [kW]Pérdidas de Calor Totales 1636,9 [kW]
Calor Gases Escape 4319,3 [kW]
Potencia N2 2866,4 [kW]
Potencia CO2 557,8 [kW]
Potencia H2O 823,9 [kW]
Potencia SO2 0 [kW]
Potencia O2 71,1 [kW]
Tabla 11-24: Temperaturas de Paredes Internas Calculadas. Conversión a Gas Natural.
Temperatura Paredes Internas. Gases Escape 1200 °C, Gas Natural. Error %
Temperatura Baño Cobre 1230 °C Condición
Temperatura Interior Culata Norte 1179,5 °C 0,00963 %
Temperatura Interior Culata Sur 1177,6 °C 0,00984 %
Temperatura Interior Manto 1172,6 °C 0,00997 %
Tabla 11-25: Temperaturas de Paredes Externas Calculadas. Conversión a GasNatural.
Temperatura Paredes Externas. Gases Escape 1200 °C, Gas Natural.
Culata Norte (superior) 233,0 °C
Culata Norte (inferior) 240,3 °C
Culata Sur (Superior) 232,7 °C
Culata Sur (Inferior) 240,3 °C
Manto (Hemisferio Superior) 377,6 °C
Manto (Hemisferio Inferior) 388,6 °C
Ambos modelos resultaron coherentes entre sí, aunque señalaron una leve diferencia
en cuanto al consumo de combustible. Esta diferencia radica en que el modelo B sobreestimala temperatura de gases de escape, y por tanto, sobreestima el flujo de energía diluido en los
gases de escape, requiriendo más combustible para completar el balance.
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Los resultados obtenidos causaron sorpresa dado que, para la operación con Gas
Natural, ambos modelos predicen un incremento de potencia requerida cercano al 50%
respecto a las mismas condiciones de operación con “Fuel Oil #6”.
Este aumento inesperado de potencia requerida fue atribuido al aumento de oxidante
requerido para realizar la combustión del gas natural, produciendo un aumento en el flujo de
gases de escape lo que, a su vez, se traduce en un aumento de la energía diluida en éstos.
Tabla 11-26: Comparación Fuel Oil #6 y Gas Natural. Composición Elemental.
Combustible yC yH yO yN ySHinf
[kJ/kg]
Fuel Oil 6# 85,70% 10,50% 0,90% 0,10% 2,80% 41011,00
Gas Natural 72,47% 23,08% 2,91% 1,54% 0,00% 39900,00
Tabla 11-27: Flujo de oxidante estequiométrico requerido por cada kilogramode combustible.
Flujo de Oxidante Requerido [Nm3/kg]
Fuel Oil #6 10,7
Gas Natural 12,7
Tabla 11-28: Moles de especies químicas producidas por cada kilogramo decombustible quemado.
Combustible nCO2 [kmol]
nH2O[kmol]
nSO2 [kmol]
nO2 [kmol]
nN2
[kmol]Moles totales
[kmol]
Fuel Oil 6# 0,07136 0,05208 0,00087 0,01960 0,45605 0,6000
Gas Natural 0,06034 0,11450 0,00000 0,02334 0,54354 0,7417
En la tabla anterior se ilustran las diferencias en la cantidad de moles generados de
las especies químicas presentes en los gases de escape (moles por cada kilogramo de
combustible quemado) registrando un aumento considerable al utilizar Gas Natural. Esto
reafirma la suposición de un aumento de flujo de gases al utilizar el gas como combustible.
De acuerdo a estos resultados, se podría afirmar que el uso de Gas Natural resulta
energéticamente menos eficiente respecto al uso del “Fuel Oil #6”. En la práctica, esta
ineficiencia es compensada gracias al bajo costo de manipulación y al bajo valor comercial
del Gas Natural respecto al “Fuel Oil”.
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En general, ambos modelos indicaron que los gases de escape diluyen
aproximadamente un 69% de la energía total ingresada al sistema. Este valor no es menor si
se considera que esta energía no es reutilizada, si no que se desecha directamente al ambiente.
De ese 69%, alrededor de un 67% corresponden a energía netamente transferida al nitrógeno presente en el aire de combustión.
El primer modelo indica que la potencia total ingresada es equivalente a un consumo
de 599 [Nm3/h], mientras que el segundo modelo indica una potencia total equivalente a un
consumo de 643,9 [Nm3/h], lo cual es muy cercano a los 650 [Nm3/h] contemplados en la
ingeniería básica del proyecto de conversión, lo que a su vez aporta validez a los resultados
obtenidos mediante la modelación.
Figura 11-27: Potencia Gases de Escape por especie química. Conversión a Gas Natural.
El siguiente paso consistió en modelar el efecto que produce la incorporación de
oxígeno en la combustión, buscando cuantificar los potenciales ahorros de energía, los
efectos que pueda producir sobre la combustión y las pérdidas de energía en el horno.
0,0
500,0
1000,0
1500,0
2000,0
2500,0
3000,0
3500,0
4000,0
4500,0
Modelo A Modelo B
485,5 557,8
716,1 823,9
2500,2
2866,4
62,1
71,1
P o t e n c i a { k W ]
Potencia Gases de Escape
O2
N2
SO2
H2O
CO2
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11.2.3
Resultados Modelación Gas Natural con Aire Enriquecido.
El paso siguiente, consistió en modelar el comportamiento de la combustión
enriqueciendo el comburente con oxígeno. Para ello se analizó una serie de mezclas de
oxidante posibles, en un intento de comprender cómo cambian las composiciones de gases de
escape, la emisividad de la atmósfera al interior del horno, las pérdidas de calor y el consumo
de combustible.
Las grandes firmas como Maxon, Hauck y Fives North American ofrecen diseños de
quemadores según el tipo de comburente a utilizar, es decir, Aire u Oxígeno. En el caso de
los quemadores que usan aire como comburente, estos pueden ser utilizados con aire
enriquecido hasta el 30%. Más allá de este porcentaje existe el riesgo de dañar el quemador,
dado que los flujos disminuyen demasiado y la refrigeración de la boquilla (punta) delquemador no puede ser asegurada.
Con estos antecedentes, se realizó el estudio analizando tres mezclas posibles de
comburente.
Uso de Aire (20,5% Oxígeno, a 2500 msnm).
Uso de Aire Enriquecido (30% Oxígeno).
Uso de Oxígeno Técnico (95% Oxígeno).
Las condiciones de borde ingresadas al programa fueron:
Combustible: Gas Natural
Lambda: 1.1
Los resultados obtenidos del primer modelo son los siguientes:
Tabla 11-29: Determinación de Temperaturas de Gases, Combustión conAire Enriquecido, Modelo A.
TemperaturaLlama
Adiabática °C
TemperaturaLlama
Estimada °C
TemperaturaGases en
Cámara °C
TemperaturaGases deEscape °C
GN 30% Oxígeno 2226 1781 1285 1142
GN 95% Oxígeno 2770 2216 1265 1088
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Tabla 11-30: Resultados Modelación Combustión con Aire Enriquecido,Modelo A.
% Oxígeno
Consumo
Combustible[Nm3/h]
Ahorro
Combustible[Nm3/h] %Ahorro
20,50% 598,9 0,0 0,0%
30,00% 374,0 224,9 37,6%
95,00% 250,9 348,1 58,1%
Tabla 11-31: Resultados Balance de Energía, según oxígeno presente enla combustión, Modelo A.
%Oxígeno
Potencia
Entrada[kW]
PotenciaGE [kW]
Perdidas
de Calor[kW]
Potencia
CO2 [kW]
Potencia
H2O[kW]
PotenciaN2 [kW]
Potencia02 [kW]
20,50% 5496 3764 1733 485 716 2500 62
30,00% 3432 1683 1749 295 435 916 38
95,00% 2302 500 1802 187 275 14 24
Posteriormente, fijando las temperaturas de la cámara de gases y los gases de escape en
1230°C, se obtuvieron los resultados del segundo modelo.
Tabla 11-32: Resultados Modelación. Combustión con Aire Enriquecido, Modelo B.
% OxígenoConsumo
Combustible[Nm3/h]
AhorroCombustible
[Nm3/h]%Ahorro
20,50% 649 0 0%
30,00% 388 261 40%
95,00% 251 398 61%
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Tabla 11-33: Resultados Balance de Energía según oxígeno presente en lacombustión, Modelo B.
%
Oxígeno
PotenciaEntrada
[kW]
Potencia
GE [kW]
Pérdidasde Calor
[kW]
PotenciaCO2
[kW]
PotenciaH2O[kW]
Potencia
N2 [kW]
Potencia
02 [kW]
20,50% 5956 4319 1637 558 824 2866 71
30,00% 3558 1899 1659 333 492 1031 42
95,00% 2300 577 1723 215 318 16 27
Para visualizar de mejor manera los resultados de ambos modelos, se graficaron los
consumos de combustibles, las potencias de los gases de escape y las pérdidas de calor del
Horno.
Figura 11-28: Resultados consumos de Combustible, Combustión con AireEnriquecido.
Los resultados entregados por ambos modelos fueron coherentes y consistentes,
mostrando ligeras diferencias en cuanto al consumo de Gas Natural para los distintos niveles
de enriquecimiento. Cuando la combustión se produce con oxígeno técnico (95% de pureza)
tanto el modelo A como el modelo B predicen un consumo de 251 [Nm3/h].
0100
200
300
400
500
600
700
20,5% 30,0% 95,0%
599
374
251
649
388
251
C o n s u m o G a s N a t u r a l [ N m 3 / h ]
% de Oxígeno en Comburente
Consumo de Gas Natural
Modelo A
Modelo B
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Figura 11-29: Resultados flujos de energía en gases de escape, combustióncon Aire Enriquecido.
Los flujos de energía en los gases de escape, son consistentes en relación a la
formulación de cada uno de los modelos. El modelo B utiliza una temperatura de gases
constante en 1230°C, mientras que el modelo A utiliza relaciones empíricas en base a las
temperaturas de gases al interior de la cámara de combustión y la temperatura de gases de
escape. En este caso, las temperaturas de gases de escape del modelo A nunca alcanzaron los
valores establecidos en el modelo B, por lo que los flujos de energías resultaron ser mayores
en el modelo B.
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
35004000
4500
20,5% 30,0% 95,0%
3764
1683
500
4319
1899
577 P o t e n c i a [ k W ]
% de Oxígeno en Comburente
Flujo de Energía en Gases de Escape
Modelo A
Modelo B
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78
Figura 11-30: Resultados pérdidas de Calor, Combustión con AireEnriquecido.
Las pérdidas de calor calculadas mostraron diferencias sustanciales consistentes con
la formulación de los modelos empleados. El modelo B, al utilizar una temperatura de gases
constante, predice una menor transferencia de calor al interior del horno al tiempo que
aumenta los flujos de energía diluidos en los gases de escape.
Por otro lado el modelo A, al utilizar distintas temperaturas de gases, predice una
mayor transferencia de calor al interior del horno y disminuye los flujos de calor diluidos en
los gases de escape.
Ambos modelos apuntan a un aumento de las pérdidas de calor del horno a medida
que se aumenta el porcentaje de oxígeno presente en el comburente, lo cual es coherente con
los aumentos de temperatura y emisividad de gases esperados.
A pesar de que al llegar al 95% de enriquecimiento ambos modelos apuntan a un
consumo de 251 [Nm3/h], es probable que los resultados entregados por el modelo A sean los
más representativos de la realidad del proceso, debido a la formulación del modelo.
En conjunto con los resultados de consumo de combustible, se obtuvo los consumos
de oxidantes para cada una de las situaciones descritas.
1550
1600
1650
1700
1750
1800
1850
20,5% 30,0% 95,0%
17331749
1802
16371659
1723
P o t e n c i a [ k W ]
% de Oxígeno en Comburente
Pérdidas de Calor
Modelo A
Modelo B
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Tabla 11-34: Consumo de Gas Natural y Oxígeno según enriquecimiento.
% Oxígeno Gas Natural [Nm3/h] Oxígeno [Nm3/h]
20,5% 649,0 0,0
30,0% 387,7 377,6
95,0% 250,9 627,8
Con estos datos, se graficó la curva que describe el consumo de oxígeno en función
del ahorro de combustible deseado. Como era de esperar, la relación resultó lineal.
Figura 11-31: Gráfico Ahorro de Combustible en función del Oxígeno inyectado.
Dada la necesidad de cuantificar la cantidad de oxígeno a utilizar en cada uno de los
casos, se determinó y graficó el consumo de oxígeno en función del porcentaje de
enriquecimiento (porcentaje de oxígeno disuelto en el comburente).
0
50
100
150
200
250
300
350
400
450
0 100 200 300 400 500 600 700
A h o r r o G N [ N m 3 / h ]
Consumo Oxígeno [Nm3/h]
Ahorro Consumo GN/Consumo Oxígeno
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80
Figura 11-32: Consumo de Oxígeno según porcentaje de Enriquecimiento.
Los resultados obtenidos mediante la modelación son similares a los datos obtenidos
de terreno, arrojando un porcentaje de ahorro de combustible de alrededor de un 58%, lo
cual probablemente sólo pueda alcanzarse en condiciones ideales inexistentes en terreno.
Además, se debe considerar que los cálculos fueron realizados con las cotas de
fabricación del horno, es decir, sin considerar el desgaste natural del material refractario en el
tiempo. Como es de suponer, el desgaste del material refractario producirá efectos indeseados
en el horno aumentando la conductividad térmica de las paredes y, por tanto, aumentando las
pérdidas de calor a través de ellas. El sistema de combustión a diseñar debe contemplar este
tipo de situaciones y por tanto debe ser sobredimensionado.
Tabla 11-35: Resultados Modelo Gas Natural Oxígeno Técnico, 50% desgaste decubierta refractaria.
Temperatura Gases Escape 1230°C, Oxígeno Técnico, Gas Natural
Flujo de Combustible 334,3 [Nm3/h]
Potencia Ingresada 3068,1 [kW]
Pérdidas de Calor Totales 2401,5 [kW]
Calor Gases Escape 666,5 [kW]
Consumo Oxígeno 837,4 [Nm3/h]
0
100
200
300
400
500
600
700
0% 20% 40% 60% 80% 100%
C o n s u m o O x í g e n o [ N m 3 / h r ]
% Oxígeno en Comburente
Consumo de Oxígeno
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81
Para efectos del desarrollo de ingeniería y selección de equipos, se considerará
sobredimensionar el consumo de Gas Natural y Oxígeno en un 50% respecto a los consumos
calculados.
Tabla 11-36: Flujos de diseño. Suministros de Gas Natural yOxígeno.
% OxígenoGas Natural
[Nm3/h]Oxígeno[Nm3/h]
20,5% 973,6 0,0
30,0% 581,6 566,5
95,0% 376,3 941,7
Para efectos de la evaluación económica, se considerará sobreestimar el consumo de
Gas Natural y Oxígeno en un 20%. Según esto, las potencias estimadas y el consumo de gas
natural asociado serían.
Tabla 11-37: Flujos de operación promedio estimados.Suministros de Gas Natural y Oxígeno.
% Oxígeno Gas Natural[Nm3/h]
Oxígeno[Nm3/h]
20,5% 778,8 0,0
30,0% 465,2 453,295,0% 301,1 753,4
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82
12. EVALUACIÓN DE COSTOSOPERACIONALES PRELIMINAR.
El siguiente paso consistió en realizar una evaluación económica preliminar, con el
fin de discriminar cuál de las opciones reporta mayores beneficios económicos respecto al
ahorro de combustible.
A simple vista, surge la impresión de que la opción más conveniente es la de utilizar
íntegramente oxígeno técnico dado el bajo consumo de combustible que ello produce. Sin
embargo, es necesario incluir el costo del suministro del oxígeno para realizar una evaluación
de costos preliminar.
A pesar de que las instalaciones de Chuquicamata cuentan con tres plantas
generadoras de oxígeno, CODELCO utiliza un modelo de control basado en “centros de
costos”, lo que se traduce en que la fundición de cobre debe pagar los suministros utilizados a
otras gerencias pertenecientes a CODELCO.
En el caso del oxígeno, este tiene un valor establecido de 65 USD por tonelada. Dada
la gran cantidad de energía necesaria para la obtención del oxígeno, este valor de venta es
altamente sensible a las alteraciones en el precio comercial de la energía eléctrica, por lo que
debe ser revisado periódicamente.
En el caso del Gas Natural, CODELCO tiene un contrato de suministro con la
empresa DISTRINOR S.A., perteneciente a E-CL de grupo GDF Suez. E-CL realiza
importaciones de gas natural desde todo el mundo y además posee una planta de
regasificación en mejillones con la cual abastecen de gas a sus plantas térmicas generadoras
de energía eléctrica. Junto con esto, E-CL bajo su firma DISTRINOR es dueña del
gaseoducto que alimenta a todo el complejo CODELCO Chuquicamata y Radomiro Tomic.
Contrario a lo que sucede en el sector residencial, el valor de gas natural es transadoen base a la energía consumida. Es así que el contrato actual fija un valor de 18 USD por 1
[MBTU] de gas consumido.
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Con los valores de estos suministros, se elaboró un cuadro resumen con los costos
asociados de operación para cada uno de los escenarios estudiados con el fin de discriminar
cuál de estos reporta mayores beneficios económicos.
Tabla 12-1: Obtención de Costos de Operación.
% OxígenoConsumo
Combustible[Nm3/h]
ConsumoOxígeno[Nm3/h]
CostoEnergía[USD/h]
CostoOxígeno[USD/h]
Costo total[USD/h]
20,50% 778,8 0,00 USD 439 USD 0 USD 439
30,00% 465,2 453,16 USD 262 USD 42 USD 304
95,00% 301,1 753,36 USD 170 USD 70 USD 240
Figura 12-1: Gráfico de Costos Operacionales del Horno. Preliminar.
Los resultados obtenidos indicaron que, para estas condiciones, es económicamente
conveniente utilizar íntegramente oxígeno técnico ya que contribuye a disminuir el costo de
operación del horno. Esta conclusión es válida aun cuando no se han incluido los costos de
implementación del manejo del oxígeno, ya que la diferencia en el costo del equipamiento
entre enriquecer el aire en un 1% o utilizar sólo oxígeno técnico es marginal.
Con estos resultados, se decidió enfocar el estudio en la implementación de una
solución térmica utilizando 100% Oxígeno Técnico, desechando la idea de utilizar mezclas
de aire enriquecido.
USD 200
USD 250
USD 300
USD 350
USD 400
USD 450
USD 500
0% 20% 40% 60% 80% 100% C
o s t o O p e r a c i ó n a l [ U S D / h r ]
% Oxígeno
Costo Operacional
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13. CRITERIOS DE DISEÑO: TRENES DEVÁLVULAS DE SEGURIDAD Y CONTROL.
Dentro de los alcances del estudio, se estipuló el diseño de los racks de seguridad y
control para los suministros de Gas Natural y Oxígeno.
Recientemente, la empresa Autoterm S.A. realizó la rehabilitación de los trenes de
gas de los Hornos de refino anódico en la nave de la fundición Chuquicamata. Los trenes,
fueron reconstruidos en su totalidad montando equipos e instrumentación nueva lo cual
permite la utilización del Gas Natural tanto en las toberas como en el quemador de culata.
Dado que estos trenes fueron reconstruidos en base a la ingeniería desarrollada por
Red Cettec a principios del 2000, se realizó una revisión en cuanto al cumplimiento de las
normas actuales y, según eso, se consideraron modificaciones al sistema.
Por otra parte, no existen instalaciones asociadas a la seguridad y control del oxígeno
en la zona de Refino y Moldeo, por lo que el tren de oxígeno debió diseñarse completamente.
Para realizar la revisión y el diseño de estos sistemas, se debió revisar el marco legal,
en donde la normativa vigente dicta los estándares mínimos de seguridad que deben cumplir
este tipo de instalaciones.
Para este tipo de materias, Chile dispone del Decreto Supremo 66 del año 2007, el
que aprueba el “Reglamento de instalaciones Interiores y medidores de Gas”. Este
reglamento establece los requisitos mínimos de seguridad que deberán cumplir las
instalaciones interiores de gas, sean individuales o colectivas, abastecidas a través de una red
-gas de red- o de envases a presión -cilindros- como asimismo sus medidores de gas, que sean
parte integrante de edificios colectivos o casas, de uso residencial, comercial, industrial o
público.
Dentro de las disposiciones generales del decreto, se expresa que la Superintendencia
de Electricidad y Combustibles es el organismo encargado de fiscalizar y supervigilar el
correcto y oportuno cumplimento del reglamento. Se estipula además que toda nueva
instalación o modificación de instalaciones existentes deberán ser declaradas ante el
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organismo y, además, éstas deben ser proyectadas y ejecutadas por un instalador de Gas
autorizado por la superintendencia.
Si bien el decreto no expresa los criterios mínimos de seguridad a considerar en el
diseño de un rack de válvulas, expresa claramente en el artículo 7° que:
“En caso de uso de tecnologías diferentes a las usadas en el presentereglamento, la Superintendencia podrá aceptar la inscripción de proyectosque las incorporen, siempre que se mantenga el nivel mínimo de seguridadde éste, como asimismo de instrumentación distinta a la señalada en el presente reglamento, siempre que presente características técnicas similareso superiores.Con el propósito de avalar la seguridad de dichos proyectos, los mismosdeberán estar técnicamente respaldados en normas extranjeras pertinentes,internacionalmente reconocidas, entre otras, AGA, ANSI, API, ASME,
ASTM, AWS, AWWA, BS, CGA, DIN, EN, ISO, JIS, NF, NFPA, UL,UNE, UNI o por estudios específicos o técnicos.”
Es así, que para el diseño de los racks de válvulas se utilizó la norma norteamericana
NFPA 86.
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13.1
NFPA 86 2012 Edition.
La NFPA (“ National Fire Protection Association”) es una organización creada en Estados
Unidos, encargada de crear y mantener las normas y requisitos mínimos para la prevencióncontra incendios, capacitación, instalación y uso de medios de protección contra incendios,
utilizados tanto por bomberos, como por el personal encargado de la seguridad.
Sus estándares, conocidos como “ National Fire Codes”, recomiendan las prácticas
seguras desarrolladas por personal experto en el control de explosiones e incendios. Dado que
la tecnología y los sistemas evolucionan con el tiempo, los códigos son revisados y
publicados cada 3 años, manteniendo al día los criterios de seguridad para las instalaciones.
Dentro de los códigos, el n°86 “Standard for ovens and furnaces”, aplica a hornos,secadores, cámaras de post-combustión, además de cualquier otro recinto cerrado a alta
temperatura usado para el procesamiento de materiales, junto con sus equipos asociados.
La norma, clasifica los hornos según clase. Éstas son:
Clase A: Horno que cuenta con equipos para la utilización de calor, en donde existe
un potencial peligro de explosión o incendio que puede ser ocasionado por la
presencia de vapores inflamables o materiales combustibles procesados o calentados
en el horno. Clase B: Horno que cuenta con equipos para la utilización de calor, en donde el
material calentado no corresponde a material combustible o vapores inflamables.
Clase C: Horno que cuenta con peligros potenciales debido al uso de atmósferas
especiales o inflamables para el tratamiento de materiales en proceso.
Clase D: Horno que es un recipiente a presión que opera bajo vacío durante parte o
todo el ciclo de proceso.
Bajo esta subdivisión, el horno de refino anódico corresponde a un Horno Clase B.
En el capítulo 6 del documento, se describen los lineamientos generales para los sistemas
de calentamiento de hornos. En resumen, el capítulo especifica que:
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El “Sistema de Calentamiento de Horno” incluye la fuente de calentamiento, las
tuberías asociadas, sistemas auxiliares, generadores de atmósfera y sistemas de
control.
Todos los componentes del sistema de calentamiento del horno y del sistema decontrol deberán estar conectados a tierra.
El capítulo debe aplicarse a los sistemas de calentamiento de hornos con
combustibles gaseosos distribuidos de forma comercial tales como Gas Natural,
Gas Manufacturado, LPG en fase gaseosas y mezclas LPG/Aire. También aplica
a sistemas de Quemadores duales y mixtos.
Los quemadores, las tuberías, válvulas, elementos de control y seguridad, además
de todos los otros componentes auxiliares deberán ser seleccionados para la
aplicación en particular, el tipo y presión de los gases combustibles a utilizar a latemperatura de trabajo.
El diseño del sistema de combustión deberá proveer aire de combustión limpio y
en la cantidad prescrita por el diseño del horno o el fabricante del quemador, para
todo el rango de operación del quemador.
Los productos de combustión no deberán ser mezclados con el aire de
combustión.
En el caso de que el aire de combustión sea suministrado de manera mecánica
(tuberías, soplador), el flujo o la presión de éste deberá ser chequeado yenclavado con las válvulas de seguridad “shut-off ” de manera que el paso de gas
esté impedido previo al chequeo de la presencia de aire de combustión de tal
manera que si existe una falla en el aire de combustión, el suministro de gas será
detenido.
Respecto a las válvulas indica que:
Se deberá instalar una válvula de corte individual para aislar cada equipo del
suministro de gas. Las válvulas “shut-off ” manuales deberán poseer un indicador visual,
permanentemente puesto, que indique la posición de la válvula.
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Las válvulas de un cuarto de giro con manillas removibles, deberán impedir la
instalación de las manillas de manera perpendicular a la tubería cuando la válvula se
encuentre abierta.
Las manillas deberán permanecer puestas en las válvulas, y deberán estar orientadasrespecto a la válvula de manera que:
-“Válvula Abierta” cuando la manilla se encuentra paralela a la tubería.
-“Válvula Cerrada” cuando la manilla se encuentra perpendicular a la tubería.
Tuberías y conexiones.
Los materiales de las tuberías de suministro de gas deberán seleccionarse de acuerdo
a NFPA 54 “National Fuel Gas Code”.
Las tuberías deberán ser dimensionadas de acuerdo al flujo y presiones requeridas demanera que la llama permanezca estable en todo el rango de trabajo del quemador.
El código exige las condiciones mínimas que deben reunir los equipos para la
operación segura de los sistemas de combustión. Es así, que el código exige los siguientes
equipos:
Tren de Válvulas Gas Natural:
Una válvula de corte manual para la aislación del sistema. Esta válvula debe ser
ubicada de tal forma, que su acceso no sea impedido en caso de fuego o explosión.
Una trampa para sedimentación aguas abajo de la válvula de corte manual para la
aislación y aguas arriba del resto de los equipos.
Un filtro de Gas, aguas abajo de la trampa de sedimentación y aguas arriba del resto
de los equipos del tren.
Una válvula reguladora de presión, para asegurar la presión de suministro constante y
dentro del rango de operación del quemador.
Dos válvulas “Shut-off ” automáticas en serie, con indicación visual de posición para
potencias mayores a 44 [kW]. Además, para potencias mayores a 117 [kW] al menos
una de ellas debe incorporar un “switch proof-of-closure” o “valve proving system”
que confirme eléctricamente el cierre de la válvula.
Las válvulas de control de flujo están permitidas.
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Figura 13-1: Tipo de Válvula Shut-Off según potencia de trabajo(12).
El código también especifica las consideraciones básicas de diseño para las líneas de
oxígeno. Estas son:
El diseño, materiales de construcción, instalación y pruebas de las cañerías de
suministro de oxígeno deberán realizarse conforme a las secciones aplicables delcódigo ASME B31.3 “Process Piping”.
Se debe considerar una válvula de corte manual para la aislación del tren, de manera
que permita detener el suministro de oxígeno en caso de emergencia. Esta válvula
debe ser ubicada de tal forma, que su acceso no sea impedido en caso de fuego o
explosión.
El oxígeno no debe mezclarse con ningún tipo de combustible, aún en las líneas de
venteo.
El diseño debe evitar las posibles mezclas que puedan ocurrir entre oxígeno ycombustible debido a fugas en válvulas, conexionado de líneas, o fallas de sistema.
La norma indica también los equipos para cumplir con las condiciones mínimas de
seguridad establecidas en el manejo del oxígeno, estos son:
Tren de válvulas Oxígeno.
Filtro de malla fina para Oxígeno.
Doble válvula Shut-off automática en serie con indicador visual de posición para
potencias mayores a 44 [kW].
Presóstato de alta presión, instalado aguas abajo del último regulador de presión,
conectado al circuito de seguridad del sistema.
Presóstato de baja presión, conectado al circuito de seguridad del sistema.
Las válvulas de control de flujo están permitidas.
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En el caso de los quemadores, éstos deben cumplir requerimientos específicos para reunir
las condiciones mínimas de seguridad exigidas.
Quemadores:
Los quemadores deberán mantener la estabilidad de la llama, sin episodios de
retroceso de llama (“flashback”), para todo el rango de trabajo del quemador.
Los quemadores deberán ser utilizados sólo para el combustible para el cual fueron
diseñados.
Todas las presiones requeridas para la operación de los sistemas de combustión
deberán ser mantenidas dentro de los rangos establecidos.
Los quemadores deberán poseer una fuente de ignición dimensionada y localizada en
una posición que asegure la ignición del piloto o llama principal dentro del tiempo deencendido programado.
Los pilotos deben ser considerados como quemadores, y por tanto, todas las
precauciones del capítulo 6 deben ser tomadas.
Para cámaras de combustión con temperaturas menores a 760°C, se debe
implementar un sistema de supervisión de llama.
Figura 13-2: Esquema típico de instalación de válvulas Shut-Off en un tren deVálvulas(12).
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13.2
EIGA IGC Doc13/12/E “Oxygen Pipeline And
Piping Systems”.
EIGA (“European Industrial Gases Association”) es una organización de seguridad y
orientación técnica que representa una gran cantidad de empresas europeas y no europeas que
producen y distribuyen gases para servicios industriales, médicos y de alimentación.
Las empresas miembros cooperan estrechamente en materia de seguridad y técnicas
relativas a la producción, transporte, almacenamiento y manejo para lograr el más alto nivel
de seguridad y cuidado del medio ambiente en el manejo de los gases. EIGA también inicia el
desarrollo de normas adecuadas y proporciona medios de normalización con experticia
tecnológica.
EIGA coopera plenamente con todas las Asociaciones Nacionales de Gas y las
Asociaciones regionales de gas industriales de todo el mundo, como AIGA (Singapur),
ANZIGA (Australia / Nueva Zelanda), CGA (EE.UU.), JIMGA (Japón), SACGA
(Sudáfrica), que a su vez son todos los miembros asociados a EIGA.
En el documento IGC (“International Gas Code”) Doc 13/12/E, se establecen las normas
para el diseño y construcción de líneas y sistemas de distribución de Oxígeno.
El alcance de este documento es para las tuberías metálicas de oxígeno, sistemas de
tuberías de distribución y tuberías de oxígeno gaseoso en una planta de separación de aire
exterior a la caja fría. Está limitado al oxígeno gaseoso con un rango de temperatura de entre
-30°C y 200°C, presiones de hasta 21 [MPa] y un punto de rocío de -30°C o menores
dependiendo de las condiciones locales.
El diseño de un sistema de tuberías depende de varios factores que pueden influir entre sí.
El documento detalla los riesgos asociados con los sistemas de oxígeno y la manera en cual
éstos pueden reducirse al mínimo mediante un buen diseño de ingeniería.
Los riesgos y peligros inherentes a la manipulación del oxígeno se pueden ilustrar con
eficacia a través del triángulo de fuego, cual muestra los tres elementos principales para que
ocurra un incendio: Un oxidante, un combustible y una fuente de ignición.
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Figura 13-3: Triángulo de Fuego para Oxígeno.
En un sistema de oxígeno, el oxígeno en sí es el oxidante y el peligro de incendio del
sistema aumenta con el incremento de la concentración, la presión, temperatura y caudal. Los
combustibles corresponden a los materiales de construcción (metales y no-metales) o
contaminantes potenciales como partículas, aceites o grasas. Las fuentes de ignición comunesa los sistemas de oxígeno incluyen el impacto de partículas, calefacción, compresión,
calentamiento por fricción, y algunos más que se detallarán más adelante.
Dado que cada etapa del triángulo de fuego está presente en un sistema de oxígeno a
un cierto grado en todo momento, un diseño compatible con oxígeno es generalmente aquel
que minimiza la gravedad de cada lado del triángulo de fuego a un nivel tolerable. Por
ejemplo, minimizar los riesgos de incendio podría incluir la reducción de la presión de
oxígeno, temperatura o concentración según sea factible. Reducir al mínimo los riesgos
asociados a los combustibles podría incluir asegurar aleaciones resistentes al fuego que se
utilizan en lugares donde existen mecanismos de ignición activos.
Reducir al mínimo la severidad de los mecanismos de ignición podría incluir el
servicio de limpieza química para reducir el impacto de las partículas junto con el peligro de
combustión que conlleva la presencia de aceites y grasas, la eliminación de la compresión
adiabática, y otros mecanismos.
El documento destaca los principales potenciales mecanismos de ignición.
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Tabla 13-1: Tipos de mecanismos de Ignición en equipos para servicio en líneas deOxígeno.(13)
Mecanismos deIgnición
Condiciones Factores Contribuyentes
Impacto dePartículas
Presencia de Partículas. Altas Velocidades. Puntos de Impacto.
Densidad, cantidad ycomposición de partículas
presentes. Punto de impacto en el
patrón de flujo Alta caída de presión.
CompresiónAdiabática
Presurización a altavelocidad.
Válvulas de Aperturarápida.
Volumen de gasPresurizado.
Fricción
Mecánica
2 o más superficies encontacto.
Movimiento relativo.
Carga Mecánica. Superficies agripadas.
Alta velocidad y/o carga ensuperficies rugosas.
Altas velocidadesrotacionales, vibraciones.
ImpactoMecánico
Impactos de cargasrepetitivas.
Impacto entre metales yno metales.
Materiales Porosos. Válvulas de cierre rápido. Válvulas “check ” o de
alivio.
IgniciónTérmica
Fuente de calor. Temperatura de ignición
de material contaminante.
Flama Abierta. Humo. Chispas. Fuente de Calor.
Arco Eléctrico Fuente de poder eléctrica. Circuitos sin tierra
Corto-circuito.
Las medidas de control para prevenir los mecanismos de ignición, además de los
descritos en el cuadro, son:
Limpieza química del sistema de tuberías y equipos.
Uso de metales resistentes al fuego.
Uso de no-metales compatibles.
La temperatura de trabajo para el servicio de oxígeno se encuentra limitada. La normaestipula que las temperaturas máximas son función del material del sistema de tuberías:
150°C para tuberías de acero carbono.
200°C para tuberías de acero inoxidable.
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Además, para el dimensionamiento del sistema y la selección de materiales, se introduce
el concepto de Impacto y los criterios de Presión de Exención y Velocidad de Impacto, los
cuales se encuentran detallados en el documento.
13.2.1
Impacto
El choque o impacto se produce cuando la corriente del flujo cambia de dirección
bruscamente o cuando la presencia de remolinos conduce al impacto de las partículas con las
paredes del sistema. Los sitios de impacto de tubería incluyen:
Tés.
Derivaciones tales como ramales fabricados, “weldolets”, “sockolets” y
“threadolets”. Difusores de perforaciones múltiples y en el cuerpo circundante.
Codos de radio corto (Radio de curvatura < 1,5 D).
Reducciones roscadas y de soquete.
Reducciones (excéntricas y concéntricas) con relaciones mayores a 3/1 en
entrada/salida.
Codos inglete (ángulo de corte de inglete de más de 20°).
Tuberías aguas abajo de una válvula de reductora de presión, hasta una longitud de 8
diámetros de tubería. Válvulas.
Filtros cónicos y tipo Y.
Platos orificios.
Silenciadores.
Vainas.
13.2.2 Presión de Exención.
La presión de exención es la presión máxima a la que un material no está sujeto a
limitaciones de velocidad en atmósferas ricas en oxígeno donde puede ocurrir un choque de
partículas. A presiones por debajo de la presión de exención, la posibilidad de que se
produzca la ignición y propagación del fuego se considera poco probable sobre la base de
mecanismos de ignición enumerados antes. Las presiones de exención de las aleaciones
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enumeradas se basan en la experiencia de la industria y en las condiciones utilizadas para la
prueba de ignición de combustión según ASTM G124: Método de prueba para determinar el
comportamiento de la combustión de los materiales de ingeniería en atmósferas con oxígeno
enriquecido.
Tabla 13-2: Tabla de Presiones de Exención y espesores mínimos. EIGA IGCDoc13/12/E.(13)
13.2.3 Velocidad de Impacto
La curva de velocidad de impacto se utiliza para el diseño y selección de materiales
de nuevas tuberías, válvulas, equipos y sistemas de tuberías conexos que puedan existir sitios
de impacto. El diseñador debe elegir los metales de acuerdo con la curva de velocidad de
choque y sus presiones de exención. Por debajo de su presión de exención, cualquier metal
puede ser utilizado sin limitación de velocidad. Para presiones de trabajo por encima de la
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presión de exención, el diseñador debe comprobar que la velocidad se mantiene por debajo de
la curva de velocidad de impacto.
Para velocidades por debajo de la curva de velocidad de impacto, es posible utilizar
acero al carbono, acero inoxidable y otros materiales apropiados. Por encima de la curva de
velocidad de impacto, sólo se podrán utilizar materiales exentos o se deberán tomar medidas
alternativas para mitigar el riesgo.
Los sistemas de tuberías son generalmente hechas de acero al carbono y por lo tanto
es necesario limitar la velocidad del gas a un valor por debajo de la curva de velocidad de
choque. Otras consideraciones también pueden dictar velocidades inferiores, tales como caída
de presión, efecto tampón gaseoso, reducción de ruido, vibraciones, y la necesidad de limitar
la energía cinética.
Figura 13-4: Velocidad de Impacto en función de la presión de servicio.(13)
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97
14.
SELECCIÓN DE EQUIPOS.
14.1
Quemador.
La especificación del quemador es el punto de partida para el dimensionamiento del
sistema y selección de los equipos que compondrán los trenes de suministro. Las curvas
características del quemador y la potencia deseada, condicionarán las presiones necesarias de
los suministros a la salida de cada uno de los racks de suministros.
Con los parámetros de combustión ya definidos, tales como el tipo de combustible, la
potencia, el tipo de oxidante y su flujo, fue posible especificar un quemador acorde a las
necesidades del proyecto.
Parámetros de Combustión Establecidos.
Combustible: Gas Natural
Potencia: 3000 [kW] ~10,2 [MBTU]
Comburente: Oxígeno técnico.
Flujo Oxidante: 980 [Nm3/h]
El quemador especificado pertenece a la marca Maxon Corp. una empresa Honeywell
que data de 1916. Maxon posee soluciones integrales para quemadores industriales y equipos
de combustión que incluyen quemadores de Gas, quemadores de Petróleo, Válvulas Shut-off
y Válvulas de control de flujo.
“Oxy-Therm LE Natural Gas Burner, Series 1200”.
Potencia: 1465 a 4400 [kW]; 5 – 15 [MBTU]
“Turndown”: 5:1
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Tabla 14-1: Información Típica del Quemador. Maxon Corp.
Según las especificaciones técnicas, para la potencia requerida, la llama tendría un
diámetro aproximado de 920 [mm] y un largo teórico de entre 4896 [mm] y 7632 [mm]. El
largo de esta llama (alrededor de un 60% del largo total del horno) resulta adecuado bajo el
criterio de distribuir de mejor manera la radiación de la llama, evitando focos que pudiesen
producir aumentos de temperatura localizados y daños en la cubierta refractaria.
Dentro de las especificaciones del quemador, se encuentran las curvas características
del quemador. Desde estos gráficos es posible determinar las presiones de los suministros
para la potencia requerida.
En este caso, la presión de suministro de oxígeno requerida para 980 [Nm 3/h]
corresponde a 30 [mbar].
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Figura 14-1: Gráfico de Presión de suministro de Oxígeno en Función del Caudal deOxígeno Requerido. Maxon Corp.
La presión de suministro del Gas Natural oscila entre 34 y 552 [mbar] dependiendo
de la potencia deseada. Para esta aplicación, la presión de suministro de Gas Natural es de
alrededor de 350 [mbar] ~ 5 [psi.g].
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100
La especificación del quemador se realizó siguiendo las instrucciones del catálogo.
Según esto:
La serie del quemador corresponde a 1200. Tamaño 00: Sólo para Gas Natural. Combustible: Gas Natural. Block: Alúmina Piloto: No.
Dado lo anterior, la designación del quemador resulta en: OTLE1200-NAO.
Tabla 14-2: Guía para la Designación del Quemador. Maxon Corp.
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101
14.2
Tren de Válvulas, seguridad y control Gas Natural.
Dado que el tren de gas natural existe, es nuevo, y se encuentra totalmente operativo, se
decidió realizar ligeras modificaciones que permitiesen su uso para las nuevas condiciones de
operación. Además, la conservación del tren de gas natural aporta flexibilidad al sistema de
combustión del horno, ya que en caso de existir problemas con el suministro de oxígeno u
otro problema de fuerza mayor, bastaría solamente con revertir los cambios propuestos para
volver a posibilitar el uso de un quemador convencional (aire-gas).
Figura 14-2: Tren de válvulas de seguridad. Horno Refino FundiciónChuquicamata.
14.2.1 Válvula de Control.
El rack de gas natural está diseñado para un flujo nominal del 650 [Nm3/h] de gas
natural, con una presión de suministro de 75 [psi.g] a la entrada del rack, una válvula
reguladora de presión intermedia que reduce la presión a 30 [psi.g] para luego obtener una
presión de 8 [psi.g] a la salida de la válvula de control.
Dado que el nuevo quemador requiere una presión de 5[psi.g] y un flujo de
combustible mucho menor, fue necesario especificar una nueva válvula de control para estas
condiciones que fuese compatible con el sistema de tuberías instalado.
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14.2.2 Criterio de selección general de válvulas de control.
Por lo general, las válvulas de control se especifican de acuerdo a los siguientes aspectos:
Los valores normales y límites de presión que soporta el cuerpo de la válvula.
Dimensionamiento y capacidad de flujo.
Característica del flujo y rango.
Límites de temperatura.
Caída de presión.
Requerimientos de las conexiones de la válvula al sistema de tuberías.
Compatibilidad del material con la aplicación y durabilidad.
Costo y Vida Útil.
Generalmente los proveedores suministran al usuario tablas para la selección de válvulas
en función de la aplicación requerida. En el caso del proveedor Masoneilan, éste entrega un
“software” con el cual es posible dimensionar la válvula requerida.
14.2.3 Características de Flujo.
Un criterio importante en la selección de las válvulas es la característica de flujo que
define la relación caudal-apertura de la válvula de control cuando la caída de presión a través
del equipo se mantiene constante. En forma equivalente, la característica de flujo inherente es
la relación entre el coeficiente de Flujo CV y la apertura.
Las características de flujo típicas son: Lineal, Igual porcentaje, Parabólica y apertura
rápida.
La elección de la característica de flujo tiene influencia en la estabilidad y capacidad
de control debido a la influencia de la ganancia del cuerpo de la válvula en la ganancia global
del sistema de control, es decir una pequeña variación en el sistema de control puede producir
grandes variaciones en el flujo o variaciones casi imperceptibles dependiendo de la
característica de flujo de la válvula. La siguiente figura muestra las distintas características de
flujo de las válvulas comerciales.
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Figura 14-3: Característica de Flujo según tipo de apertura. Válvula de Control. (14)
En la tabla siguiente se describen algunas recomendaciones para la selección de la
característica de flujo inherente de acuerdo a la variable que se desea controlar y al fluido.
Tabla 14-3: Tipos de Flujo en Válvulas de control recomendados según aplicación (14).
Procesos de Controlde Flujo
Mejor Característica Inherente
Señal de Mediciónde Flujo
Ubicación de la válvulade control en relacióna la medición de flujo
Amplio Rango de FlujoBajo rango de flujo,
Amplio ΔP
Proporcional al FlujoEn serie.
En paralelo
Lineal
Lineal
Igual Porcentaje
Igual Porcentaje
Proporcional alcuadrado del Flujo
En serie.En paralelo.
LinealIgual Porcentaje
Igual PorcentajeIgual Porcentaje
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14.2.4 Dimensionamiento de válvulas de control.
Una vez seleccionado el tipo de válvula teniendo en cuenta los aspectos anteriores se
debe realizar el dimensionamiento.
La ecuación general de flujo de una válvula de control se obtuvo mediante la
ecuación de Bernoulli con correcciones experimentales.
√
Donde:
= Caudal=Coeficiente de dimensionamiento de la válvula.= Caída de presión (Presión aguas arriba menos Presión aguas abajo). = Densidad relativa.
Dimensionar una válvula significa determinar el diámetro del orificio de manera que
cuando deba circular el caudal normal mínimo y el normal máximo las aperturas se
encuentren en el tramo intermedio de su carrera (entre el 30% y el 70%). La capacidad de
apertura será del 100% para el caudal máximo. Con estas condiciones de cálculo se aseguranla capacidad de regulación y rangos adecuados.
Para fijar el salto de presión requerido en la válvula de control, existen dos situaciones:
a)
La válvula se instalará en una línea de presión existente. Utilizando el teorema de
Bernoulli se puede conocer la distribución de presiones en la línea donde se montará
la válvula. Se deben considerar las pérdidas en equipos y accesorios.
b)
La válvula se especificará para una línea nueva, en la que se deben especificar
todos los sistemas. Un criterio heurístico propone que se establezca el 50% de lacaída de presión en la línea sin válvula.
En este caso, para especificar una nueva válvula de control, se utilizó el “software”
ValSpeQ de Masoneilan. La metodología de trabajo consiste en especificar una válvula
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candidata e introducir los parámetros de trabajo. Posteriormente se realiza el cálculo y se
revisa que los parámetros se encuentren dentro de lo permisivo.
Fluido: Gas Natural.
Flujo Mínimo: 200 [Nm3/h]
Flujo Nominal: 390 [Nm3/h]
Flujo Máximo 500 [Nm3/h]
Presión de entrada: 30 [psi.g]
Presión de salida: 5 [psi.g]
La válvula candidata ingresada al sistema, corresponde a una Masoneilan Camflex II, de
1,5” de diámetro con CV=13,2. Los resultados entregados por el software se muestran a
continuación.
Figura 14-4: Memoria de Cálculo Válvula de Control Gas Natural.
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De acuerdo a los resultados entregados por el software, la válvula candidata es
apropiada para las nuevas condiciones de trabajo. Para los flujos ingresados, el porcentaje de
apertura varía de entre 37,46% a 84,47%, es decir, dentro de los rangos recomendados.
Figura 14-5: Válvula de Control Masoneilan Camflex II.
Finalmente, la especificación de la válvula corresponde a:
Marca: Masoneilan
Serie: 35002 Camflex II
Tipo: Rotary Control Valve, Linear.
Diámetro: 1 ½”, Unión por flanges ANSI Clase 150 (260 Psi max. @93°C)
Material: Acero Carbono
Material asiento: Metálico
Diámetro Orificio: 19,1 [mm]
CV Nominal: 13,2
Denominación: 35-35212
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14.3
Tren de válvulas, seguridad y control Oxígeno.
El dimensionamiento del tren de seguridad y control para el suministro del oxígeno,
comenzó definiendo el diámetro y material de las tuberías a utilizar.
14.3.1 Especificación de Tuberías.
Económicamente, el uso de tuberías de acero carbono es ideal dado el bajo costo de
éstas en comparación con las aleaciones de acero inoxidable. Sin embargo, la posibilidad de
utilizar tuberías de acero carbono pasa necesariamente por utilizar el criterio de Velocidad de
Impacto y, de esa forma, determinar el diámetro adecuado.
El flujo de oxígeno nominal es de 970 [Nm3/h], con una presión de suministro de 1,8[bar] como mínimo y una temperatura media de 20°C. Con estos datos se determinó el flujo
real de oxígeno:
La presión máxima del suministro de oxígeno antes de llegar al tren de válvulas es de
3,2 [bar], lo que se traduce a una presión absoluta de 0,421 [MPa]. Con ese valor se revisó el
gráfico de Velocidad de Impacto para obtener la velocidad máxima de diseño.
Figura 14-6: Velocidad de Impacto para presión de servicio de 0,4 [MPa].
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Del gráfico se obtuvo una velocidad máxima de 30 [m/s].
Posteriormente, se iteró en busca del diámetro de tubería de acero carbono quecumpliese con el criterio de velocidad establecido.
Tabla 14-4: Dimensiones Nominales de Cañerías. Detalle NPS 3.
Según esto, el diámetro correcto para la utilización de Acero Carbono corresponde a
3” Schedule 40.
El paso siguiente, fue especificar los equipos más importantes que componen el rack de
seguridad y control de oxígeno, tales como:
Reguladores de Presión
Válvulas Shut-Off
Válvula de control.
La instrumentación asociada tales como presóstatos, medidores de flujo, sensores y
transmisores de presión, sensores y transmisores de temperatura y PLC no forman parte delalcance de este estudio y por tanto no serán especificados.
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14.3.2
Válvula Reguladora de Presión.
Es conocido que el suministro de oxígeno, proveniente desde la planta generadora,
sufre algunas oscilaciones respecto a la presión nominal de trabajo. Esto se debe en gran
medida a los distintos puntos de consumo dentro de la fundición.
Las presiones de trabajo conocidas son:
Presión mínima: 1,8 [bar.g] ~ 25 [psi.g]
Presión Nominal: 2,2 [bar.g] ~ 30 [psi.g]
Presión Máxima: 3,2 [bar.g] ~ 45 [psi.g]
Como se determinó anteriormente, el quemador propuesto requiere una presión de 30
[mbar.g] (~ 0,5 [psi.g]) en la alimentación del oxígeno para alcanzar el flujo requerido.
Este requerimiento, fija la presión requerida a la salida del rack de control, mientras que
las presiones de suministro fijan las condiciones a la entrada.
Dada la caída de presión requerida en el rack (44,5 [psi.g] como máximo) fue
necesario especificar una válvula reguladora de presión que elimine las oscilaciones de
presión en el rack y con ello los efectos indeseados que puedan suceder sobre el control
del flujo.
El proveedor seleccionado para este tipo de válvulas, corresponde a las válvulas
Fisher de Emerson Process Management. Emerson, posee un catálogo en línea desde el
cual es posible elegir un modelo de válvula que cumpla con las especificaciones básicas
deseadas, tales como fluido de servicio y presión de salida. En este caso, la exigencia más
relevante fue la de especificar una válvula compatible con el servicio de oxígeno.
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Tabla 14-5: Guía para la selección de válvula regulador Fisher, según presión detrabajo y aplicación. Catálogo Fisher.
Del catálogo se desprendió que la válvula adecuada para la operación, corresponde a
la serie 1098-EGR.
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Figura 14-7: Válvula reguladora de Presión Fisher. Boletín Técnico.
La válvula serie 1098-EGR puede ser suministrada en acero inoxidable para servicio de
oxígeno, tolera una presión máxima de servicio de 400 [psi.g] a la entrada y, además, puede
regular la presión de salida en un rango que oscila entre 14” de columna de agua y 300[psi.g].
La especificación de la válvula reguladora se basa en 3 aspectos fundamentales:
Material constructivo.
Especificación del resorte para la regulación de presión.
Selección del diámetro adecuado en función del caudal requerido.
La selección del diámetro adecuado pudo hacerse consultando el documento deespecificaciones técnicas de la válvula. El documento entrega los valores de caudales para
Gas Natural en miles de SCHF (Pies cúbicos estándar por hora) o miles de [Nm3/h]. Dado
que existe la posibilidad de utilizar la válvula para el servicio en otro tipo de fluido, el
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documento explica la forma de transformar los valores de la tabla en función del fluido
deseado.
La metodología para transformar los valores al servicio con oxígeno, se trata de
multiplicar los valores de la tabla por 0,775 y dividirlos por el cuadrado de la gravedad
específica del fluido deseado.
Gravedad específica del Oxígeno: 1,1095
Para ingresar a la tabla, se utilizó la presión de oxígeno mínima con el fin de satisfacer el
caudal nominal de oxígeno en la condición más desfavorable.
Tabla 14-6: Capacidades de Flujo. Válvula Reguladora.
Al realizar la conversión se obtuvo:
Por tanto, la válvula reguladora de presión en 2” satisface el caudal nominal de
oxígeno requerido.
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La selección del resorte adecuado se realizó en función de la presión de salida
deseada. La presión fue fijada en 15 [psi.g] de manera de cumplir con los criterios heurísticos
para la posterior selección de la válvula de control.
Tabla 14-7: Selección de Resorte Adecuado.
La selección del diafragma está ligada directamente a la temperatura de operación de
la válvula. En este caso se seleccionó Nitrilo (NBR) el cual tiene una capacidad de operación
de entre -29°C a 82°C.
Finalmente, tanto el cuerpo de la válvula como el asiento y el “ plug” fueron
seleccionados de acero inoxidable debido la atmósfera corrosiva que genera la operación con
oxígeno.
14.3.3 Válvula de Control.
La especificación de la válvula de control para el servicio de oxígeno es similar a lo
realizado anteriormente con la válvula de control del tren de Gas Natural.
Los requerimientos para esta válvula de control son:
Flujo Mínimo: 500 [Nm3/h].
Flujo Nominal: 980 [Nm3/h].
Flujo Máximo: 1250 [Nm3/h].
Presión entrada: 15 [psi.g].
Presión de salida: 0,5 [psi.g]
Además, la válvula debe ser resistente para el ambiente corrosivo que conlleva el servicio
de oxígeno por lo que se preferirá la construcción del “ plug” y asiento en acero inoxidable.
Para la especificación, se utilizó el “software” Masoneilan ValSpeQ y se utilizó como
candidata una válvula de la serie 35002 Camflex II.
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Figura 14-8: Memoria de Cálculo Válvula de Control para Oxígeno.Programa ValSpeQ.
Los resultados arrojados por el software, indican que una válvula de la serie 35002,
con cuerpo de acero Inoxidable 316L, diámetro de 3” y con CV nominal 81, es apropiada
para el servicio.
Según lo anterior, la especificación de la válvula es:
Marca: Masoneilan
Serie: 35002 Camflex II
Tipo: Rotary Control Valve, Linear.
Diámetro: 3”, Unión por flanges ANSI Clase 150 (260 Psi max. @93°C)
Material: Acero Inoxidable (316L)
Material asiento: Acero Inoxidable (316L)
Diámetro Orificio: 47,6 [mm]
CV Nominal: 81
Denominación: 35-35212
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14.3.4
Válvulas “Shut-Off ”.
Finalmente, se especificaron las válvulas “shut-off ” necesarias para el servicio de
oxígeno.
Las válvulas “Shut-off ” corresponden a válvulas de cierre de seguridad automáticas
de emergencia, son de carácter normal cerradas de activación por solenoide y diseñadas para
asegurar el corte total del suministro del fluido en caso de emergencia o de fallas en el
sistema. En caso de cierre, la apertura de la válvula puede realizarse de forma manual
(palanca), electro-mecánica (solenoide) o electro-neumática (solenoide y actuador)
dependiendo del diseño de la válvula.
En el caso de disparo de las válvulas con apertura manual, un solenoide liberarápidamente el resorte que cierra la válvula por medio del vástago, el flujo se detiene
rápidamente y un indicador visual (y/o switch) advierte al operador que el circuito eléctrico
se ha abierto por un fallo en algún lugar del sistema. Cuando el fallo del sistema se ha
corregido de manera que el circuito se cierra de nuevo, es posible abrir la válvula por medio
de la acción de la palanca de mano. Sin embargo, si el fallo del sistema no ha sido corregido
satisfactoriamente, el circuito permanecerá abierto y la válvula permanecerá cerrada aún
incluso después de mover la palanca, debido a que el vástago de la válvula permanece
desacoplado de la palanca.
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Figura 14-9: Detalles constructivos. Válvula “Shut-Off ” Maxon.
En el caso de las válvulas electro-mecánicas, el mecanismo de disparo es idéntico al
de las válvulas con apertura manual. La diferencia radica en que la apertura de la válvula serealiza por medio del solenoide, es decir, electro-mecánicamente.
Las válvulas “Shut-off ” electro-neumáticas se diferencian en la fuente de energía que
mantiene el resorte comprimido, y por tanto, la válvula abierta. En ellas, una pequeña electro-
válvula piloto utiliza la presión del Aire de Instrumentación para mantener el resorte
comprimido por medio de un actuador neumático. En caso de falla, la electroválvula piloto
detiene el suministro de aire y la válvula cierra.
Una válvula “Shut-Off ” de debe ser a prueba de fallos y debe cerrar caso de que se
detecte cualquier tipo de falla o parámetro anormal en algún elemento del sistema de control.
Según la norma NFPA 86 las válvulas shut-off de oxígeno, para potencias superiores
a 44 [kW], deben estar dotadas de una indicación visual acerca de su estado.
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La serie 8000 de Maxon, corresponde a válvulas “Shut-Off ” electro-neumáticas, con
hasta 100.000 ciclos de trabajo antes de la primera falla. Las válvulas “Shut-off ” Maxon son
reconocidas en la industria por sus asientos metal-metal de bajo desgaste que proveen un
cierre hermético.
Figura 14-10: Válvula Shut-Off Maxon Serie 8000.
La serie 8000 es compatible con el servicio de oxígeno, y dentro de las
especificaciones técnicas se incluye la tabla siguiente con los materiales recomendados para
el servicio.
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Tabla 14-8: Materiales Sugeridos en función del fluido de servicio.
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Los códigos de opciones para materiales corresponden a la imagen siguiente:
Tabla 14-9: Guía para la Designación y Materiales. Válvula “Shut-Off ”.
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Tabla 14-10: Detalle Materiales Constructivos. Válvula “Shut-Off ”.
El tamaño de la válvula se selecciona de acuerdo a las pérdidas de carga que genera yal sistema de cañerías especificado. Un criterio heurístico para la selección del diámetro, es
que la caída de presión en la válvula shut-off no sea mayor al 10% de la presión de entrada.
Además, en este caso, se requiere que la válvula sea conectada por medio de flanges norma
ANSI Clase 150.
El coeficiente de flujo inherente de la válvula, las opciones de conexión, los
materiales de construcción y la presión máxima de operación, vienen dados por la tabla a
continuación.
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Tabla 14-11: Tamaños de Válvulas “Shut-Off ” y Características.
Utilizando el software ValSpeQ, se determinó que una válvula de diámetro nominal 3
[in] para el servicio de oxígeno requerido, con caudales entre [500 Nm3/h] y 1250 [Nm3/h],
con CV nominal de 423, genera pérdidas de presión de 0,1 [psi.g] como máximo, resultando
ideal para las condiciones de diseño.
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122
Figura 14-11: Memoria de Cálculo pérdidas de carga. Válvula “Shut-Off ” Oxígeno.
Además, se debió especificar el tipo de protección eléctrica y contra explosión
requerido.
14.3.4.1
Áreas Peligrosas (“Hazardous Areas”).
El Código Eléctrico Nacional de EE.UU. (NEC) define zonas peligrosas como las
áreas donde el fuego o explosión pueden existir debido a los gases o vapores inflamables,
líquidos inflamables, polvo combustible o fibras inflamables o partículas.
Una parte sustancial de la NEC está dedicado a la discusión de los lugares peligrosos.
Eso es porque el equipo eléctrico puede convertirse en una fuente de ignición en estas zonasinestables. Los autores de la NEC desarrollaron un método abreviado para la descripción de
lugares considerados peligrosos. Los lugares peligrosos se clasifican en tres formas: tipo,
condición, y la naturaleza.
La siguiente tabla resume las diferentes ubicaciones peligrosas (clasificadas).
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123
Tabla 14-12: Clases, Grupos y Divisiones de Áreas Peligrosas. NEC.
En este caso, el área de trabajo de la válvula corresponde a la Clase I (Combustibles)
División 2.
Finalmente, el código de denominación de las válvulas Shut-off requeridas para el
servicio corresponde a:
300C8012-BC25-G0B52.
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124
15.
P&ID.
Un diagrama de tuberías e instrumentación (DTI), más conocido por su nombre en inglés
“piping and instrumentation diagram” (P&ID) es un diagrama que muestra el flujo de proceso
en las tuberías y equipos instalados.
Un P&ID está definido como:
Un diagrama que muestra la interconexión de los equipos del proceso e
instrumentos utilizados para controlar el proceso. Generalmente, los símbolos
están basados en la norma ISA S5.1 de la “International Society of
Automation”. El principal esquema utilizado para la instalación de un proceso de control del
sistema.
El P&ID desempeña un papel relevante en el entendimiento y modificación de los
procesos que describen. Es fundamental para representar la secuencia física de los equipos así
como su sistema de interconexión.
En el desarrollo, el esquema propone la base del diseño del sistema de control, lo que
permite realizar un estudio detallado de los peligros en la operación.
Debido a los alcances de este trabajo, el P&ID estará mayormente enfocado a la
disposición física de los equipos principales de control, de acuerdo a los criterios de las
normas anteriormente expuestas.
El P&ID del sistema se encuentra en el Anexo B de este documento.
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125
16. ANÁLISIS ECONÓMICO DELPROYECTO.
Dentro de los alcances de este trabajo, se incluyó también el análisis económico del
proyecto.
Dado que CODELCO División Chuquicamata suele subcontratar este tipo de proyectos,
el costo de Inversión inherente a este proyecto no corresponde solamente al costo de los
equipos, sino que también debió considerarse el costo de los servicios de ingeniería básica y
de detalles, la fabricación de los trenes de válvulas de los suministros, los servicios asociados
al montaje de los sistemas, la configuración y puesta en marcha de los equipos, y finalmente
la capacitación a nivel de operadores.
Debido a que los valores económicos de venta de equipos, ingeniería y servicios
corresponden a información de carácter sensible, se procedió a realizar los cálculos con un
costo global estimado, procedente de proyectos con alcances similares ejecutados en la
fundición Chuquicamata.
Tabla 16-1: Servicios Considerados en el Costo del Proyecto.
Item Descripción
1 Suministro de Equipos e Instrumentos2 Suministro Quemador Oxi-Gas
3 HH Ingeniería de Detalles
4 Fabricación Pipe Racks
5 HH Asesoría de Montaje, Puesta en Marcha y Capacitación
6 Montaje de Sistemas (Por Terceros)
Costo Total: USD 430.000
El siguiente paso consistió en el cálculo de los indicadores económicos adecuados,
que permitiesen comparar económicamente la implementación del proyecto respecto a laoperación convencional.
Dado que no existen ingresos económicos reales en este proyecto, es posible realizar
un análisis detallando los egresos de cada una de las opciones, seguido de un análisis del
Costo Anual Equivalente.
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126
Los parámetros relevantes para el estudio, corresponden al precio de los combustibles
(Fuel Oil #6, Gas Natural), el precio del Oxígeno, y el porcentaje de uso anual del quemador
de culata del horno.
Precio Gas Natural: 18 [USD/MBTU]
Precio Oxígeno: 65 [USD/Ton]
Precio Fuel Oil 6#: 687 [USD/m3]
En este caso, se consideró que los precios de los suministros (combustibles y oxidantes)
se mantendrán sin variación durante el horizonte de evaluación del proyecto (5 años).
Para obtener el porcentaje de uso anual del quemador de culata, se procedió a calcular las
horas de trabajo respecto al consumo nominal y el consumo total de Fuel Oil # 6 del año2012.
Consumo año 2012: 2.082.876.1 [l]
Consumo Nominal: 360 [l/h]
Horas de funcionamiento estimadas: 5785,77
Porcentaje de uso anual: 66%
Ha trascendido que, para algunos proyectos, CODELCO utiliza una tasa de descuento del
8%. Para el caso de este proyecto, se exigió una tasa de descuento del 10%.
Con toda esta información, se procedió a realizar los cálculos de costos de operación en
cada uno de los escenarios posibles, esto es: Operación convencional con Fuel Oil #6,
Operación convencional con Gas Natural y Operación con Oxígeno-Gas Natural.
Tabla 16-2: Costo total Anual en función del Tipo de Operación.
Tipo deOperación
Costo AnualCombustible
[USD]
Costo AnualOxígeno [USD]
Costo totalAnual [USD]
FO#6/Aire $ 1.430.936 $ - $ 1.430.936
GN/Aire $ 2.538.048 $ - $ 2.538.048
GN/Oxígeno $ 981.068 $ 404.209 $ 1.385.277
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Las inversiones necesarias para la implementación de los sistemas corresponden a los
siguientes valores:
Fuel Oil #6 / Aire: USD 0 (Sistema en funcionamiento)
Gas Natural / Aire: USD 50.000 (Reposición de accesorios y conexiones
flexibles)
Gas Natural / Oxígeno: USD 430.000
Tabla 16-3: Costos Operacionales Anuales.
Tipo deOperación
Año 0 Año 1 Año 2 Año 3 Año 4 Año 5
FO#6/Aire $ - -$ 1.430.936 -$ 1.430.936 -$ 1.430.936 -$ 1.430.936 -$ 1.430.936
GN/Aire -$ 50.000 -$ 2.538.048 -$ 2.538.048 -$ 2.538.048 -$ 2.538.048 -$ 2.538.048
GN/Oxígeno -$ 430.000 -$ 1.385.277 -$ 1.385.277 -$ 1.385.277 -$ 1.385.277 -$ 1.385.277
Luego de actualizar los valores según la tasa de descuento de 10%, se obtuvo el
Costo Anual Uniforme Equivalente (CAUE) para cada una de las alternativas.
Tabla 16-4: Valor Presente de Alternativas.
Valor Presente Alternativas(Tasa descuento 10%)
FO#6/Aire -$ 5.424.372
GN/Aire -$ 9.672.297 GN/Oxígeno -$ 5.681.289
Tabla 16-5: Costo Anual Equivalente Alternativas.
CAUE Alternativas(Tasa descuento 10%)
FO#6/Aire -$ 1.430.936
GN/Aire -$ 2.551.237
GN/Oxígeno -$ 1.498.710
Los resultados obtenidos señalan que la forma más económica de operar un Horno de
Refino Anódico es mediante el uso de Fuel Oil #6 y Aire, es decir, tal cual como lo hacen
actualmente.
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Debido a la contingencia medioambiental y la consiguiente necesidad de reducir las
emisiones de azufre, es altamente probable que la gerencia de la fundición decida utilizar Gas
Natural como combustible. En ese caso, el análisis económico realizado indica que resulta
más conveniente integrar la tecnología Oxi-Gas para disminuir los costos de operación conlos precios de suministros que hoy se manejan.
Un análisis más detallado indicó que la conveniencia económica de la
implementación de la tecnología Oxi-Gas, frente a la operación convencional, es altamente
robusta frente a la variación de los precios de los suministros.
En el siguiente gráfico se observa el comportamiento analizado del costo anual de
operación en función del precio de compra del Gas Natural, para un precio de Oxígeno fijo.
Figura 16-1: Sensibilidad de Alternativas en función del precio del GasNatural.
Del gráfico se desprendió que, para un precio de Oxígeno fijado en 65 [USD/ton], el
uso de la tecnología Oxi-Gas es siempre atractivo mientras el valor del Gas Natural seencuentre por sobre los 4 [USD/MBTU].
Al analizar la situación inversa, congelando el precio de suministro de Gas Natural en
18 [USD/MTBU], la tecnología Oxi-Gas es conveniente siempre y cuando el precio por
tonelada de Oxígeno utilizada sea menor a USD 250. La probabilidad de ocurrencia de este
$ -
$ 500.000
$ 1.000.000
$ 1.500.000
$ 2.000.000
$ 2.500.000
0 5 10 15 20
C o s t o
O p e r a c i ó n A n u a l [ U S D ]
Valor GN [USD/MBTU]
Sensibilidad de Alternativas
GN/Oxígeno
GN/Aire
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escenario es muy baja, dado que implicaría cuadruplicar el costo actual del suministro de
Oxígeno.
Figura 16-2: Sensibilidad de Alternativas según el precio del Oxígeno.
$ 500.000
$ 1.000.000
$ 1.500.000
$ 2.000.000
$ 2.500.000
$ 3.000.000
0 50 100 150 200 250 300
C o s t o O p e r a c i ó n A n u a l [ U S D ]
Valor Oxígeno [USD/ton]
Sensibilidad de Alternativas
GN/Oxígeno
GN/Aire
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130
17.
CONCLUSIONES.
Los resultados obtenidos luego del análisis termodinámico en el funcionamiento de un
Horno de Refino de la Fundición CODELCO Chuquicamata, sugieren que la implementación
de la tecnología de combustión Oxígeno-Gas representa grandes oportunidades en el ahorro
de combustible y en la reducción de las emisiones contaminantes, como el dióxido de azufre,
y gases de efecto invernadero tal como el dióxido de carbono.
Además, el balance de energía sugiere que aún existen grandes posibilidades de aumentar
la eficiencia térmica del proceso con solamente realizar algunas modificaciones en los
Hornos de Refino Anódico. Por ejemplo, la inclusión de una tapa en la boca de carga podría
disminuir, en gran parte, las pérdidas de calor (del orden de un 30%) que allí se producen.
Esta modificación, además de beneficiar la eficiencia térmica del proceso, representa una
mejora en los estándares de seguridad para la operación de este tipo de hornos evitando la
proyección de material incandescente.
Si bien, la idea de utilizar tecnología Oxígeno-Gas para la combustión de estos hornos no
es nueva y se encuentra probada, existen temores respecto al posible impacto que pudiese
ocasionar sobre la campaña de la cubierta interior de ladrillos refractarios. En este aspecto,
los modelos desarrollados sólo pronostican una leve alza en las temperaturas de paredes
internas y en la temperatura de los gases al interior de la cámara, lo cual no representa
cambios significativos respecto a la operación actual. No obstante, a la hora de instalar el
nuevo quemador Oxígeno-Gas, es importante cuidar al máximo la orientación de éste junto,
de manera que se eviten los posibles focos de alta temperatura y el desgaste prematuro de la
cubierta refractaria al interior de la cámara.
Las normas aplicadas a este proyecto, NFPA 86 y EIGA IGC Doc13/12/E, son de
carácter normativo y sus aplicaciones resultan esenciales al momento de realizar el diseño y
dimensionamiento de los sistemas sobre una base segura y probada.
El análisis económico indica que la incorporación de la tecnología Oxígeno-Gas es
económicamente más atractivo al reportar menores costos de operación respecto a la
operación convencional Aire-Gas Natural. Con los precios actuales, la tecnología Oxígeno-
Gas reporta alrededor de un 41% de ahorro frente a la operación convencional Aire-Gas en
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un horizonte de 5 años. Estos resultados indican que el proyecto es de bajo riesgo económico
y su rentabilidad está en gran parte asegurada a pesar de las posibles variaciones de los
precios de los suministros, tanto del Gas Natural como del Oxígeno al interior del complejo
CODELCO Chuquicamata.
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18.
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Thermal-Fluid Sciences. 4ta Edición. Boston : McGraw-Hill, 2012. pág. 1083.
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línea] 2013. [Citado el: 10 de Julio de 2013.] http://www.engr.uky.edu/rtl/Catalog/.
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[Citado el: 13 de Marzo de 2013.]
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010/2_Presentaciones_Presentations/15%20Abril/Panel%20III_Technologies/Paykan%20Saf
e_Worley%20Parsons.pdf>.
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termografías y espesor de revestimientos refractarios en Hornos y Convertidores de Cobre de
la Fundición y Refinería Enami-Ventanas.. La Serena : s.n., 2004. pág. 6.
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19.
ANEXOS.
19.1
Programación del Problema.
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19.2
Plano P&ID