ESTUDIO NUMÉRICO Y EXPERIMENTAL DEL EFECTO QUE TIENE …
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ESTUDIO NUMÉRICO Y EXPERIMENTAL DEL EFECTO QUE TIENE EL DIÓXIDO DE CARBONO AÑADIDO A TRAVÉS DE UNA FUENTE EXTERNA SOBRE EL RÉGIMEN DE COMBUSTIÓN SIN LLAMA Autor Cristian Camilo Mejía Botero Universidad de Antioquia Facultad de Ingeniería, Maestría en Ingeniería Medellín, Colombia 2020
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ESTUDIO NUMÉRICO Y EXPERIMENTAL DEL
EFECTO QUE TIENE EL DIÓXIDO DE CARBONO
AÑADIDO A TRAVÉS DE UNA FUENTE EXTERNA
SOBRE EL RÉGIMEN DE COMBUSTIÓN SIN LLAMA
Autor
Cristian Camilo Mejía Botero
Universidad de Antioquia
Facultad de Ingeniería, Maestría en Ingeniería
Medellín, Colombia
2020
Estudio numérico y experimental del efecto que tiene el dióxido de carbono añadido a
través de una fuente externa sobre el régimen de combustión sin llama
Cristian Camilo Mejía Botero
Trabajo de investigación como requisito para optar al título de:
Magister en ingeniería
Asesor
Andrés Adolfo Amell Arrieta - Ingeniero Mecánico, MSc. Economía Energética, profesor
titular del departamento de Ingeniería Mecánica e Investigador Senior.
Universidad de Antioquia
Facultad de Ingeniería, Maestría en ingeniería
Medellín, Colombia
2020.
1
AGRADECIMIENTOS
A mis padres y hermanos por su apoyo incondicional durante toda mi vida.
Al profesor Andrés Amell Arrieta, quien fue el director del presente trabajo de investigación y quien
me dio la oportunidad de pertenecer al grupo GASURE, acompañándome durante los últimos 5 años
en mi proceso de formación como ingeniero químico y como magister.
A los miembros del grupo GASURE por su ayuda tanto teórica como experimental durante los dos
años de maestría. Sin su ayuda, el proceso hubiese sido mucho más complicado.
A la Universidad de Antioquia y en especial al Grupo de Ciencia y Tecnología del Gas y Uso Racional
de la Energía (GASURE) por todo el apoyo a nivel económico y práctico, ya que se me permitió
realizar los experimentos en sus instalaciones, contando con todos los instrumentos que fueron
necesarios para realizar el presente trabajo.
2
RESUMEN
En este trabajo se evaluó de manera numérica y experimental el efecto que tiene el dióxido de carbono
(CO2) añadido a través de una fuente externa sobre la estabilidad del régimen de combustión sin
llama, para así valorar la posible implementación de esta técnica en procesos industriales que
requieren de fuentes térmicas y liberan CO2 dentro de sus reacciones paralelas, como es el caso de la
calcinación. Se consideró la cinética química de la reacción de calcinación de la piedra caliza para
establecer los flujos de CO2 añadidos al horno, debido a la importancia que tiene esta reacción en el
contexto colombiano. Los experimentos fueron desarrollados en el laboratorio del Grupo de Ciencia
y Tecnología del Gas y Uso Racional de la Energía (GASURE) de la Universidad de Antioquia,
realizándose en condiciones sub atmosféricas (0.84 atm). El combustible utilizado fue gas natural
empleando aire normal como comburente. La inyección de CO2 se realizó directamente desde la zona
inferior del horno, al que se le midió el perfil de temperatura que mostró una gran uniformidad
característica del régimen de combustión sin llama, con gradientes de temperatura menores a 30 K.
Para el desarrollo del componente numérico se realizaron simulaciones CFD mediante el software
ANSYS- Fluent en las que se evaluó el efecto del cambio del flujo másico de CO2 añadido a través
de una fuente externa sobre la uniformidad del perfil de temperatura y emisión de agentes
contaminantes, y la relación que tiene el diámetro de inyección de aire de combustión con el flujo
másico de CO2 tomando como criterio la estabilidad del régimen de combustión sin llama. Los
modelos utilizados para la estimación de la turbulencia, radiación e interacción cinética química-
turbulencia fueron los modelos k-ε estándar, ordenadas discretas y Eddy Dissipation Concept,
respectivamente, utilizando un mecanismo de reacción de 7 pasos. Para aumentar el poder de
estimación de agentes contaminantes, se utilizó el pos procesamiento de Fluent para predecir la
emisión de NOx y CO mediante acople de reactores en cadena utilizando el mecanismo de reacción
GRI 3.0, el cual cuenta con 325 reacciones y 53 especies y ha sido validado por múltiples autores
para reacciones con gas natural.
Se dividió el trabajo en dos secciones. La primera evaluó de manera numérica y experimental el efecto
que tiene únicamente el CO2 añadido a partir de una fuente externa sobre el régimen de combustión
sin llama. En esta se evaluó también el efecto que tiene el factor de aireación sobre la estabilidad del
régimen, encontrando que para n=1.3, sin la adición de CO2 se presenta una desestabilización del
régimen al presentar destellos de llama, lo cual fue atenuado al ingresar CO2 debido al efecto dilutivo
que este genera sobre el sistema. Se evidenció además que al aumentar tanto la cantidad de CO2 como
el factor de aireación, se presenta una disminución considerable de la temperatura global del proceso,
lo que genera un aumento en la emisión de CO y una disminución en la emisión de NO. Con respecto
a la transferencia de calor hacia la carga, se encontró que el aumento del flujo de CO2 añadido al
sistema tiene como consecuencia una disminución del calor neto que le llega a la misma, debido a la
gran capacidad calorífica que posee este compuesto, lo que aumenta las pérdidas de calor por los
humos. Se encontró que la mayor parte de calor que le llega a la carga corresponde a la radiación
emitida por las paredes, cuya participación disminuye a medida que aumenta el flujo de CO2
introducido, aumentando más la participación de la radiación transferida por los gases, mostrando
que este compuesto actúa como un refrigerante dentro del sistema de combustión por el efecto de la
alta capacidad calorífica y por su capacidad de absorber y emitir radiación.
La segunda sección evaluó de manera numérica el efecto combinado que tiene el cambio tanto del
flujo de alimentación de CO2 como de aire de carga al sistema, para de esta manera simular un proceso
real de calcinación. En esta también se evaluó la relación que existe entre el diámetro de inyección
3
de aire de combustión y el flujo másico de piedra caliza, visualizando que a medida que aumenta el
diámetro es posible ingresar más piedra al sistema, ya que a mayor diámetro se genera menor
recirculación dentro del horno, lo cual aumenta significativamente la temperatura y disminuye la
presión parcial de CO2, trayendo como consecuencia un aumento en la velocidad de reacción de la
piedra.
ABSTRACT
This work evaluates numerically and experimentally the effect of adding carbon dioxide (CO2)
through an external source on the stability of the flameless combustion regime, in order to assess the
possible implementation of this technique in industrial processes that require thermal sources and
release CO2 within their parallel reactions. The calcination reaction of the limestone was considered
to establish the CO2 flows add to the furnace, due to the importance that this reaction has in the
Colombia context. The experiments were developed in the laboratory of the Group of Gas Science
and Technology and Rational Use of Energy (GASURE) of the University of Antioquia, being carried
out in sub-atmospheric conditions (0.84 atm). The fuel used was natural gas using normal air as
oxidizer. The CO2 was injected directly from the lower part of the furnace. The temperature profile
showed a great uniformity, which is characteristic of the flameless combustion regime. For the
development of the numerical component, CFD simulations were carried out using the ANSYS-
Fluent software in which the effect of the change in the mass flow of CO2 added through an external
source on the uniformity of the temperature profile and emission of pollutants was evaluated, together
with the relationship between the diameter of combustion air injection and the mass flow rate of CO2.
The models used for the estimation of turbulence, radiation and chemical kinetic-turbulence
interaction were the standard k-ε models, discrete ordenates and Eddy Dissipation Concept,
respectively, using a 7-step reaction mechanism. To increase the power of estimation of pollutants,
Fluent post-processing was used to predict the emission of NOx and CO by coupling chain reactors
using the GRI 3.0 reaction mechanism, which has 325 reactions and 53 species and has been validated
by multiple authors for reactions with natural gas.
The work was divided into two sections. The first one evaluated numerically and experimentally the
effect that has only the CO2 addition from an external source on the flameless combustion regime. In
this, the effect of the aeration factor on the stability of the regime was also evaluated, finding that for
n = 1.3, without the addition of CO2, a destabilization of the regime occurs when flame flashes occur,
which was attenuated upon adding CO2 due to the dilutive effect that this generates on the system. It
was also shown that by increasing both the amount of CO2 and the aeration factor, there is a
considerable decrease in the global temperature of the process, which generates an increase in the
emission of CO and a decrease in the emission of NO. The second section evaluated numerically the
combined effect of the change of both the CO2 mass flow and the charge air to the system, in order
to simulate a real calcination process. In this, the relationship between the combustion air injection
diameter and the limestone mass flow was also evaluated, visualizing that as the diameter increases
it is possible to enter more limestone into the system, since the larger the diameter, the smaller it is
generated recirculation inside the furnace, which significantly increases the temperature and
decreases the partial pressure of CO2, resulting in an increase in the reaction rate of the stone.
4
CONTENIDO
AGRADECIMIENTOS ...................................................................................................................... 1
RESUMEN .......................................................................................................................................... 2
ABSTRACT: ....................................................................................................................................... 3
1. INTRODUCCIÓN ...................................................................................................................... 7
2. OBJETIVOS ............................................................................................................................... 9
2.1 Objetivo general ........................................................................................................................ 9
2.2 Objetivos específicos................................................................................................................. 9
3. MARCO TEÓRICO Y ESTADO DEL ARTE ......................................................................... 10
3.1 Proceso de calcinación de piedra caliza. ................................................................................. 10
3.2 Proceso de combustión sin llama ............................................................................................ 12
3.2.1 Características principales de la combustión sin llama .................................................... 12
3.2.2 Efecto de la dilución sobre la combustión sin llama ........................................................ 16
3.2.3 Dinámica de Fluidos Computacional (CFD) aplicada a la combustión sin llama ............ 18
4. METODOLOGÍA ..................................................................................................................... 24
4.1 Metodología experimental....................................................................................................... 24
4.1.1 Montaje experimental ....................................................................................................... 24
4.1.2 Gases de ensayo. .............................................................................................................. 26
4.1.3 Variables de entrada y variables respuesta. ...................................................................... 27
4.2 Metodología numérica............................................................................................................. 28
5. RESULTADOS ......................................................................................................................... 36
5.1 Resultados numéricos y experimentales a carga fija. .............................................................. 36
5.1.1 Obtención del régimen de combustión sin llama y estudio de inestabilidades por cambio
del factor de aireación. .............................................................................................................. 36
5.1.2 Estudio experimental de la adición de CO2 y del cambio del factor de aireación sobre el
perfil de temperatura. ................................................................................................................ 38
5.1.3 Validación de los resultados obtenidos de manera numérica y experimental a partir del
perfil de temperatura. ................................................................................................................ 41
5.1.4 Caracterización numérica de la zona de reacción a partir del perfil de CO. .................... 44
5.1.5 Efecto de la adición de CO2 sobre la emisión de NOx y CO. .......................................... 45
5.1.6 Efecto de la adición de CO2 y del factor de aireación sobre el balance de energía y la
transferencia de calor hacia la carga. ......................................................................................... 48
5.2 Resultados numéricos a carga variable ............................................................................. 53
5
5.2.1 Efecto de la adición de piedra caliza y del cambio del diámetro de inyección de aire sobre
la estabilidad de combustión y emisiones de NOx y CO en el régimen de combustión sin llama.
................................................................................................................................................... 53
5.2.2 Efecto de la adición de piedra caliza y del cambio del diámetro de inyección de aire sobre
la cinética química de la reacción de calcinación. ..................................................................... 58
Conclusiones ..................................................................................................................................... 61
Bibliografía ....................................................................................................................................... 64
LISTA DE FIGURAS
Figura 1. Efecto sobre la velocidad de reacción de a) temperatura, b) presión parcial de CO2 en el
horno y c) tamaño de partícula, para un proceso de calcinación de piedra caliza [13]. .................... 11
Figura 2. Diagrama de eficiencia en procesos de combustión a diferentes razones de precalentamiento
de aire [26]. ....................................................................................................................................... 13
Figura 3. Características principales de la combustión sin llama [26]. ............................................ 14
Figura 4. Regímenes de combustión en función de la temperatura y el factor de recirculación. ..... 15
Figura 5. Diagrama de regiones de combustión en función de la temperatura y el grado de dilución
[13]. ................................................................................................................................................... 17
Figura 6. Diagrama experimental del horno de combustión sin llama del grupo GASURE [41][10].
........................................................................................................................................................... 24
Figura 7. Inyección del aire y combustible en a) configuración modo sin llama y b) configuración
modo llama. ....................................................................................................................................... 25
Figura 8. a) Esquema del horno de combustión sin llama simulado y b) mallado del esquema
computacional con simetría. .............................................................................................................. 31
Figura 9. Resultados obtenidos de la independencia de mallado para los tres mallados realizados en
a) perfil de temperatura y b) perfil de velocidad. .............................................................................. 32
Figura 10. a) Esquema de las redes de reactores para la predicción de agentes contaminantes en el
proceso de combustión sin llama y b) independencia de reactores. .................................................. 35
Figura 11. Inspección visual de a) combustión con llama y b) combustión sin llama. .................... 36
Figura 12. Perfil de emisión del radical OH medido para n=1.2 y a diferentes tasas de alimentación
de CO2. .............................................................................................................................................. 37
Figura 13. Perfil de temperatura del plano de simetría para n=1.3, mCO2=0 kg/h. ........................ 37
Figura 14. a) Desestabilización del régimen de combustión sin llama a n=1.3 y b) Estabilización del
régimen añadiendo CO2. ................................................................................................................... 38
Figura 15. Perfiles de temperatura experimentales en modo combustión sin llama a diferentes flujos
de CO2 para a) n=1.2, b) n=1.25 y c) n=1.2 y 1.25; d) temperatura promedio experimental para n=1.2
y 1.25, e) perfil de temperatura experimental para n=1.3 desestabilizado y estabilizado con CO2 y f)
temperatura de llama adiabática en función del flujo másico de CO2 para el gas natural utilizado a
diferentes factores de aireación. ........................................................................................................ 40
Figura 16. Comparación entre los resultados obtenidos de manera numérica y experimental para a)
n=1.2 a diferentes flujos de CO2, b) n=1.25 para diferentes flujos de CO2, c) n=1.3 para 0 kg/h CO2 y
d) n=1.2, 1.25 y 1.3 para 0 kg/h CO2................................................................................................. 42
Figura 17. Contornos de temperatura en el plano central para n=1.2 y 1.25 para los flujos de 0, 1.2,
1.52 kg/h de CO2. .............................................................................................................................. 43
6
Figura 18. Perfil de concentración de CO a lo largo del horno a diferentes flujos de CO2 para a) n=1.2
y b) n=1.25; c) Contornos de CO en el plano de simetría para n=1.2 y 1.25 para los flujos de 0, 1.2,
1.52 kg/h de CO2 y d) Tiempo de retraso a la ignición para n=1.2, 1.25 y 1.3 a diferentes flujos de
CO2. ................................................................................................................................................... 45
Figura 19. Emisiones experimentales en chimenea para diferentes flujos de CO2 de a) NO y b) CO y
emisiones numéricas y experimentales para c) n=1.25 y d) n=1.25. ................................................. 47
Figura 20. Balance de energía en el sistema de combustión sin llama a diferentes tasas de
alimentación de CO2 y a) n=1.2 y b) n=1.25. .................................................................................... 49
Figura 21. a) Perfil de temperatura promedio para productos de combustión, b) perfil de temperatura
para el aire de carga, c) perfil de coeficiente convectivo, d) perfil de temperatura promedio de las
paredes del horno, e) perfil de calor transmitido por convección hacia la carga y f) perfil de calor
transmitido por radiación hacia la carga, para diferentes flujos de CO2 y a n=1.2 y 1.25. ............... 51
Figura 22. a) Comparación entre el porcentaje de calor absorbido por la carga de manera numérica y
experimental y b) % de calor por convección y radiación absorbido por la carga. ........................... 52
Figura 23. a) Coeficiente de emisión en función de la temperatura y b) fracción de radiación emitida
por las paredes que es absorbida por los gases. ................................................................................. 52
Figura 24. Porcentaje del calor de radiación suministrado a la carga por las paredes y por los gases.
........................................................................................................................................................... 53
Figura 25. Efecto de la adición de CO2 sobre el perfil de temperatura del horno a diámetro de
inyección de aire constante. .............................................................................................................. 54
Figura 26. Relación entre el flujo másico de CaCO3y el diámetro de inyección de aire de combustión.
........................................................................................................................................................... 55
Figura 27. Temperatura promedio dentro del horno de combustión sin llama a diferentes diámetros
de inyección de aire y a diferentes flujos másicos de piedra caliza añadida al sistema. ................... 56
Figura 28. Perfiles de temperatura numéricos para diferentes tasas de piedra caliza (mCaCO3) y a
diferentes diámetros de inyección de aire (D). .................................................................................. 56
Figura 29. a) Coeficiente de uniformidad térmica y b) factor de recirculación para los 4 diámetros
simulados........................................................................................................................................... 57
Figura 30. Perfil de fracción molar de CO2 en el horno para a) diferentes diámetros de inyección de
aire y b) diferentes flujos de CaCO3. Tiempo de reacción de una partícula de CaCO3 de 5 μm de
diámetro para c) diferentes diámetros de inyección de aire kg/h y d) diferentes flujos de CaCO3. .. 59
LISTA DE TABLAS
Tabla 1. Equipos de medición utilizados durante los experimentos................................................. 26
Tabla 2. Composición química del gas natural empleado durante las pruebas. ............................... 26
Tabla 3. Pruebas llevadas a cabo durante los experimentos ............................................................. 27
Tabla 4. Simulaciones numéricas desarrolladas para evaluar la relación entre el flujo másico de CO2
y el impulso de descarga de aire. ....................................................................................................... 30
Tabla 5.Propiedades térmicas de la manta de fibra de vidrio utilizada. ........................................... 31
Tabla 6. Mecanismo de reacción implementado en las simulaciones. ............................................. 33
Tabla 7. Procedimiento llevado a cabo para la simulación propuesto por [61]. ............................... 33
Tabla 8. Cálculos del refinamiento del modelo de radiación. .......................................................... 34
7
1. INTRODUCCIÓN
Debido a la grave crisis ambiental que se está viviendo en el planeta, se deben tomar medidas que
regulen la emisión de agentes contaminantes derivados de procesos industriales, como el dióxido de
carbono (CO2), monóxido de carbono (CO), óxidos de nitrógeno (NOx), dióxido de azufre (SO2), e
hidrocarburos sin quemar (HC), que no solo traen problemas ambientales sino también de salud. Es
por esto que en la reunión del COP 21 llevada a cabo en Paris- Francia en el año 2015, Colombia se
comprometió a reducir en un 20% la emisión de gases de efecto invernadero proyectada para el 2030
[1], siendo el país responsable del 0.46% de la emisión a nivel mundial de estos gases, según datos
de 2010; y si no se toman medidas correctivas las emisiones podrían aumentar en un 30% para el año
proyectado [2].
Una de las formas de lograr este objetivo es utilizar fuentes renovables de energía, siendo las más
comunes la solar, eólica, hídricas y geotérmicas [3]. Si bien estas fuentes tienen altas ventajas en
términos ambientales, poseen baja densidad energética y son altamente intermitentes debido a sus
limitaciones geográficas y horarias, lo cual muestra la importancia de generar sistemas energéticos
flexibles en los que se busca la complementariedad de fuentes de energía, para aprovechar así las
ventajas de cada una, siendo la térmica la fuente más importante en el sector industrial, mostrando la
importancia de mejorar los sistemas de combustión. Varias de las reacciones utilizadas en las
industrias que requieren de energía térmica proveniente del uso de combustibles fósiles, emiten a su
vez agentes contaminantes intrínsecos a cada reacción, por lo que deben ser regulados con más rigor.
Un ejemplo de estas industrias son las que liberan CO2 aparte del producido en el proceso de
combustión, como las del cemento, amoniaco, carburos, aluminio, magnesio, hierro, cal, entre otras,
siendo la reacción de calcinación de la piedra caliza una de las más utilizadas [4].
La cal (CaO) es un producto ampliamente utilizado en procesos como la refinación del acero,
construcción, producción de azúcar, pretratamiento de aguas residuales y neutralización de ácidos en
diferentes reacciones [5]. En el sector colombiano se estimó una producción de 15,3 Mton de calizas
para el año 2014, siendo uno de los productos con más dinámica en el mercado interno, mostrando la
importancia que tiene mejorar los procesos de obtención [6]. Para la producción de este compuesto
se requiere llevar a cabo una reacción de calcinación de la piedra caliza que genera CaO y CO2 a
temperaturas superiores a la de descomposición de la piedra, compuesta principalmente por carbonato
de calcio (CaCO3) (Aproximadamente un 98% en base seca) y el resto por carbonato de magnésico
(MgCO3), óxido de aluminio (Al2O3), óxido de hierro (Fe2O3) y sílice (SiO2). La temperatura que se
requiere está entre 800 °C y 1000°C, por lo que se utilizan hornos verticales o giratorios que permiten
el movimiento del material [5]. Debido a que se presenta la liberación de CO2 tanto en la reacción de
combustión como en la de calcinación, este proceso es altamente contaminante, por lo que es
necesario implementar nuevas estrategias que permitan optimizar este proceso y los diferentes que
liberan CO2, siendo la combustión sin llama una técnica prometedora para esto ya que mejora la
eficiencia térmica, garantiza un calentamiento más rápido y uniforme y reduce las emisiones de NOx
aun con altas temperaturas de aire de combustión, permitiendo mejorar la eficiencia del proceso al
implementar recuperadores de calor que disminuyen la cantidad de combustible requerido y por ende
la emisión de CO2 emitido [7].
La combustión sin llama es un tipo de combustión diluida que se obtiene al inyectar el combustible
por un jet de descarga central rodeado de los jet de aire [8], cuya configuración geométrica y presión
de inyección permiten obtener altos impulsos que generan gradientes de presión dentro del horno,
8
induciendo corrientes de recirculación de productos de combustión hacia la zona de reacción [9]. Esta
recirculación genera la dilución del oxígeno en dicha zona, aumentando los tiempos de reacción. Esto
genera un esparcimiento de la mezcla aire-productos de combustión- combustible a lo largo de la
cámara, cuyas paredes deben estar precalentadas por encima de la temperatura de autoignición del
combustible. Así, la combustión ocurre en todo el volumen de la cámara y de forma diluida, no siendo
posible observar un frente de llama visible, por lo que toma su nombre [10].Debido a que la
combustión se da de manera uniforme, el perfil de temperatura también lo es, disminuyendo al
máximo los picos de temperatura y por ende la producción de NOx térmico aún a altas tasas de
calentamiento del aire de combustión [11].
Es por estas ventajas que es favorable la implementación de un horno de combustión sin llama para
reducir el efecto contaminante del proceso de calcinación, siendo necesario investigar los posibles
problemas que puede traer esto sobre la estabilidad del régimen, ya que el CO2 liberado pasa a diluir
el volumen de combustión, lo que puede ocasionar problemas en términos de estabilidad y emisión
de agentes contaminantes ya que este compuesto tiene una gran capacidad calorífica, absortividad y
emisividad, actuando como un agente refrigerante en la cámara de combustión, por lo que puede
causar la disminución de la temperatura de forma considerable.
Por lo anterior, se plantea el problema de investigación enfocado en mirar el efecto que tiene la
adición de dióxido de carbono sobre el régimen de combustión sin llama, ya que para que ocurra este
fenómeno se requiere de una combustión diluida y a altas temperaturas, por lo que la adición de dicha
sustancia podría traer problema de operación al cambiar el régimen de combustión sin llama a otro
tipo de régimen, pudiendo generar además el fenómeno de extinción de la reacción o quenching, y
el incremento de las emisiones de monóxido por la reducción de la temperatura en la zona de
reacción. El trabajo se llevó a cabo en el Grupo de Ciencia y Tecnología del Gas y Uso Racional de
la Energía (GASURE) de la Universidad de Antioquia y se realizó de manera tanto numérica,
utilizando simulación CFD con el software FLUENT, como experimental, utilizando el horno de
combustión sin llama disponible en el grupo, planteando así las siguientes preguntas de investigación
que responden la hipótesis de si el CO2 liberado del proceso de calcinación afecta el régimen de
combustión sin llama.
¿Cómo afecta el dióxido de carbono añadido por una fuente externa la uniformidad de la
temperatura, la estabilidad del régimen y la emisión de agentes contaminantes tipo NOx y
CO, en un proceso de combustión sin llama utilizando gas natural como combustible?
¿Existe un límite máximo de adición de dióxido de carbono en el que no ocurra una transición
del régimen de combustión sin llama a régimen con llama, o que afecte la estabilidad del
régimen, utilizando gas natural como combustible?
¿Es posible encontrar relaciones adecuadas entre las condiciones aerodinámicas (mayor o
menor impulso de los jets de aire, para mayor o menor recirculación y en consecuencia
dilución en la zona de reacción) y el flujo másico descargado de CO2 proveniente de una
fuente externa, para obtener el régimen de combustión sin llama en condiciones estables?
Con este estudio se busca aportar al estado del arte de la combustión al introducir nuevo conocimiento
sobre del efecto que tiene la dilución de la combustión sin llama con el dióxido de carbono, de forma
tal que sirva para el desarrollo de la implementación de un horno que trabaje bajo dicho régimen en
un proceso de calcinación de CaCO3 y para muchos otros procesos que liberan dióxido de carbono u
otros agentes diluyentes que pueden generar problemas en el proceso de combustión sin llama.
9
2. OBJETIVOS
2.1 Objetivo general
Estudiar numérica y experimentalmente el efecto que trae el dióxido de carbono liberado por una
fuente externa sobre la estabilidad y emisiones del régimen de combustión sin llama.
2.2 Objetivos específicos
Determinar numérica y experimentalmente el efecto que tiene el dióxido de carbono sobre el
régimen de combustión sin llama estableciendo como criterio: ocurrencia del régimen,
estabilidad del régimen, el perfil de temperatura y de especies a lo largo de un horno
horizontal, emisiones de CO y NOx, en un horno de 20 kW de potencia utilizando como
combustible gas natural, variando la concentración de CO2 en la zona de reacción a través de
la tasa de producción del proceso de calcinación o por inyección directa a través de una fuente
externa.
Determinar numéricamente relaciones adecuadas entre las condiciones aerodinámicas
(mayor o menor impulso del jet de aire, para mayor o menor recirculación y como
consecuencia dilución en la zona de reacción) y el flujo másico de descargado de CO2,
proveniente del proceso de calcinación, para obtener en condiciones estables el régimen de
combustión sin llama.
10
3. MARCO TEÓRICO Y ESTADO DEL ARTE
3.1 Proceso de calcinación de piedra caliza.
El proceso de obtención de la cal, cuyo principal constituyente es el óxido de calcio (CaO), comienza
con el transporte de la piedra caliza desde las minas hacia la planta, donde es introducido a un proceso
de molienda en el que se obtiene el tamaño necesario para que ocurra la reacción química de forma
óptima [12]. El CaO se produce al calentar la piedra hasta su temperatura descomposición, la cual
depende de su composición química y de la presión parcial de CO2 en el horno, siendo normalmente
rotatorio o vertical, para que permita el movimiento del material sólido a través del mismo. La
reacción que ocurre, clasificada como la reacción de calcinación de la piedra caliza, se muestra a
continuación.
𝐶𝑎𝐶𝑂3
∆→ 𝐶𝑎𝑂 + 𝐶𝑂2
El proceso de calcinación solo comienza si la presión parcial del CO2 a los alrededores de la partícula
sólida de 𝐶𝑎𝐶𝑂3 es menor a la presión de descomposición de la piedra. La presión de descomposición
(𝑃𝑒𝑞) se expresa de la siguiente manera según [13].
𝑃𝑒𝑞 = 4.137 ∗ 1012 exp (−20474
𝑇) [𝑃𝑎]
La velocidad de esta reacción depende de restricciones tanto químicas como físicas, asociadas a la
transferencia de calor y masa dentro y fuera de la partícula. El proceso de descomposición posee por
lo general cuatro sub procesos: transferencia de calor desde el ambiente a la superficie de la partícula,
transferencia de calor por conducción desde la superficie hacia el frente de reacción, procesos cinético
químicos en el frente de reacción y difusión del CO2 generado a través de los poros de la capa de
óxido formado en la superficie. La tasa de reacción química (𝑘𝑐ℎ) puede ser expresada de la siguiente
manera.
𝑘𝑐ℎ = 𝑘𝐷(𝑃𝑒𝑞 − 𝑝𝐶𝑂2) [𝑚𝑜𝑙 𝑚−2 𝑠−1]
𝑘𝐷 = 1.22 exp (−4026
𝑇) ∗ 10−5 [𝑚𝑜𝑙 𝑚−2 𝑠−1 𝑃𝑎−1]
Donde 𝑝𝐶𝑂2 es la presión parcial de CO2 alrededor de la partícula, la cual se considera como la presión
de CO2 en el horno.
Para cuantificar las restricciones físicas, se considera la tasa de reacción física (Kph) de la siguiente
manera.
𝑘𝑝ℎ =12 ∗ 𝐷𝑒𝑓𝑓 ∗ 𝑆ℎ
𝑅𝐶𝑂2 ∗ 𝑑𝑝𝑎𝑟𝑡 ∗ 𝑇∗ 𝑝𝑟𝑒𝑓 [𝑘𝑔 𝑚−2 𝑠−1]
Donde 𝐷𝑒𝑓𝑓 es el coeficiente efectivo de difusión del CO2 en el aire presente en los poros, 𝑑𝑝𝑎𝑟𝑡 es
el diámetro de partícula, 𝑅𝐶𝑂2 es la constante de los gases ideales para el CO2 y 𝑆ℎ es el número de
Sherwood, el cual representa la razón entre la transferencia de masa convectiva y la difusiva, tomando
para procesos de calcinación valores cercanos a 2.
11
Finalmente, la constante global de reacción, que considera las restricciones tanto químicas como
físicas dentro del proceso, se expresa de la siguiente manera.
𝑘 = (1
𝑘𝑝ℎ+
1
𝑘𝑐ℎ)
−1
En la Figura 1 se observa el efecto de la temperatura, presión parcial de CO2 en el horno y el tamaño
de partícula sobre la velocidad de reacción de la piedra caliza.
a) b) c)
Figura 1. Efecto sobre la velocidad de reacción de a) temperatura, b) presión parcial de CO2 en el
horno y c) tamaño de partícula, para un proceso de calcinación de piedra caliza [13].
Las Figura 1 a y b muestran la importancia del estudio del efecto que tiene la implementación de la
combustión sin llama en procesos de calcinación, ya que como se observa, tanto la temperatura del
horno como la presión parcial de CO2 juegan un papel bastante importante sobre la velocidad de
reacción de la piedra, tendiendo a aumentar a altas temperaturas y a bajas presiones de CO2. Debido
a que la combustión sin llama se obtiene de manera diluida por medio de corrientes de recirculación
de productos de combustión, la presión parcial de CO2 tiende a ser mayor que en procesos
convencionales, obteniendo temperaturas menores por el efecto de dilución, por lo que se prevé una
disminución en la velocidad de reacción de la piedra, la cual puede generar problemas de bajo
rendimiento en la reacción si no se aumentan los tiempos de residencia del material, generando a su
vez una disminución en la producción de cal. Este efecto puede verse atenuado con el tamaño de
partícula, ya que como se muestra en la Figura 1 c, a menores tamaños las velocidades tienden a
aumentar debido a que se disminuye las restricciones físicas de transferencia de calor y masa, por lo
que es posible que la implementación de este proceso utilizando el régimen de combustión sin llama
requiera de un proceso de molienda más fina que en procesos convencionales.
En el estado del arte, varios autores reportan la importancia que tiene la disminución de la cantidad
de CO2 liberado de este proceso. Abanades (2002) [14] y Lin et al (2011) [15] implementaron un
método para la reducción de CO2 emitido del proceso de combustión, capturándolo antes de que se
libere a la atmosfera para ser utilizado posteriormente en diferentes procesos. Para capturar dicho
compuesto se utilizó óxido de calcio producido de la reacción de calcinación de CaCO3, para por
medio de la reacción inversa (𝐶𝑎𝑂 + 𝐶𝑂2 → 𝐶𝑎𝐶𝑂3) atrapar el CO2 de los productos de combustión.
Este 𝐶𝑎𝐶𝑂3 producido se descompone térmicamente liberando nuevamente CO2 puro que se puede
almacenar fácilmente, además del 𝐶𝑎𝑂 con el que se repite el ciclo de reacción.
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1
0 0.2 0.4 0.6 0.8
xC
aC
O3 [
-]
Tiempo [s]
T=1250K
T=1225K
T=1200K
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1
0 0.2 0.4 0.6 0.8
xC
aC
O3
[-]
Tiempo [s]
0% CO2
10% CO2
20% CO2
40% CO2
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1
xC
aC
O3 [
-]
Tiempo [s]
2 micras
5 micras
10 micras
50 micras
12
Haneklaus et al (2017) [16] y Nikulshina et al (2009) [17] realizaron un estudio novedoso sobre la
implementación de la reacción de calcinación sin la necesidad de una fuente de combustión
(denominada “calcinación sin llama”), donde se utiliza un fluido de calentamiento para transferir el
calor que es usado para generar la reacción de calcinación, reportando una disminución del 50% de
la cantidad de CO2 liberado con respecto a procesos convencionales. Para realizar esto,
implementaron como fuente de calor paneles solares y un reactor de alta temperatura, mostrando que
ambas técnicas son, hasta el momento, no competitivas con los procesos convencionales debido a los
altos costos de implementación, siendo técnicas que deben ser estudiadas para poder volverse
competitivas en el mercado.
Diferentes autores [18] [19] [20] [21] [22] [23] presentan otra estrategia para la reducción de las
emisiones de CO2 del proceso de calcinación del CaCO3 implementando el concepto de chemical
looping combustión, con el que se puede generar la energía necesaria para el proceso reduciendo las
emisiones de CO2 al generar corrientes separadas de dicho compuesto que puede ser almacenado para
su posterior uso. El reactor utilizado es un reactor tubular de lecho fluidizado donde se emplean
óxidos de metales sólidos (MOn-1) a alta temperatura para proveer el calor requerido para el proceso
de calcinación. Dichos óxidos son generados por la reducción del metal MOn que oxida el combustible
produciendo CO2 y vapor de agua, por lo que el CO2 producido de la reacción de calcinación no se
genera junto con el de la combustión, pudiéndose almacenar en estado puro.
Wolfram G. Quittkat et al (1981) [24] realizaron una patente en la que se diseñó un proceso de
calcinación de la piedra caliza utilizando el proceso de combustión sin llama en un horno de pre
calcinación. El en pre calcinador el combustible es introducido en una atmosfera libre de oxígeno y
se mezcla con los productos de combustión provenientes del proceso de calcinación, generándose
previamente el mezclado en régimen turbulento con una cantidad estequiométrica de aire de
combustión, generándose el fenómeno de combustión sin llama en la superficie de las partículas.
Durante la búsqueda del estado del arte realizada en este trabajo, no se encontró ningún artículo que
reporte estudios de la implementación de la combustión sin llama en procesos de calcinación de la
piedra caliza. La única referencia es la patente anteriormente mencionada, sobre la cual no se encontró
ningún otro trabajo relacionado, siendo además la forma en la que se obtiene la combustión sin llama
muy diferente a como se obtiene en este trabajo, ya que la dilución se genera con productos
provenientes de otro sub proceso, mientras que en el presente trabajo la dilución se genera dentro del
mismo horno debido a la recirculación de productos hacia la zona de reacción, y la combustión sin
llama no ocurre en la superficie de la partícula sólida sino en todo el volumen de la cámara de
combustión. Esto muestra parte del potencial del presente trabajo de investigación ya que busca
contribuir de manera significativa al estado del arte sobre este tema de investigación.
3.2 Proceso de combustión sin llama
3.2.1 Características principales de la combustión sin llama
Es necesario implementar nuevas técnicas que permitan procesos más eficientes que conlleven a una
reducción en el consumo de combustible y por ende una reducción en los agentes contaminantes [25],
siendo una de las más utilizadas a nivel industrial el precalentamiento del aire de combustión con
regeneración o recuperación de calor, lo cual permite un aumento considerable en la eficiencia, como
13
se observa en la Figura 2 que muestra cómo a medida que aumenta la temperatura de precalentamiento
de aire se aumenta la eficiencia para hornos que trabajan con estas tecnologías [26].
Figura 2. Diagrama de eficiencia en procesos de combustión a diferentes razones de
precalentamiento de aire [26].
Debido al calentamiento del aire de combustión, la temperatura del proceso aumenta, trayendo
consecuencias indeseables sobre la emisión de NOx que se generan principalmente por la reacción
entre el nitrógeno y el oxígeno del aire a altas temperaturas, por lo que la implementación de dicha
técnica se debe limitar [26]. Una de las técnicas que permiten obtener altas temperaturas de
precalentamiento de aire y por ende altas eficiencias sin la producción significativa de NOx es la
combustión sin llama [27] [28] [29] [30].
Este régimen de combustión se obtiene cuando se incrementa el impulso de la descarga de aire y
combustible, cuyos flujos luego de la expansión son sometidos a fuerzas friccionales con las paredes
del horno que generan gradientes de presión dentro del mismo, induciendo corrientes de recirculación
de los productos de combustión hacia la zona de reacción, como se observa en le Figura 3 [31]. Esta
recirculación disminuye la concentración de oxígeno en dicha zona, aumentando así los tiempos de
reacción, lo que genera el esparcimiento de la mezcla de aire- combustible – productos de combustión
a lo largo de la cámara de combustión, tomando la reacción lugar en todo el volumen de la misma
[32]. Para que la reacción se dé en todo el volumen, se requiere que las paredes internas se encuentren
por encima de la temperatura de autoignición del combustible, para que así la mezcla se auto encienda
y el régimen se sostenga.
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
250 450 650 850 1050 1250 1450
% A
ho
rro
co
mb
ust
ible
Temperatura de precalentamiento [K]
Recuperador típico
Quemador autorregenerativo
Sin recuperador
14
Figura 3. Características principales de la combustión sin llama [26].
Otra de las principales ventajas que tiene la combustión sin llama es su alta flexibilidad en el uso de
combustibles que pueden generar inestabilidades comunes en las llamas. Estas inestabilidades pueden
ser de diferentes tipos, siendo las más comunes las denominadas inestabilidades estáticas que
comprometen la operación eficiente y segura en los sistemas de combustión, caracterizándose por la
ocurrencia del fenómeno de desprendimiento de llama y de retrollama [33] que se generan por la
pérdida del equilibrio entre la velocidad de combustión y la velocidad de la corriente de la mezcla
aire-gas. El primero se genera cuando la velocidad de la corriente supera la velocidad de combustión,
generando un desprendimiento parcial o total de la base de la llama. El segundo fenómeno se genera
cuando la velocidad de deflagración supera la velocidad de la corriente de aire-gas, por lo que el
frente de llama se devuelve hacia el interior del mezclador, generando posibles accidentes. Algunos
de los factores que afectan la velocidad de combustión son el factor de aireación, la naturaleza del
combustible y comburente, temperatura y presión de la premezcla y el contenido de gases inertes, los
cuales la reducen significativamente aumentando la posibilidad de ocurrencia de desprendimiento de
llama [33].
Burbano et al (2011) [34] [35], realizaron un estudio experimental del efecto que tiene sobre la
velocidad de combustión o de deflagración laminar la dilución con N2 y CO2 a concentraciones de
20% y 60% en volumen y a condiciones sub atmosféricas, mostrando que el incremento de la fracción
de dilución de estas especies disminuye considerablemente la velocidad de deflagración laminar
debido al incremento de la capacidad calorífica, pero el efecto fue mayor para el CO2 ya que esta
molécula sufre reacciones de disociación que son altamente endotérmicas, por lo que tiende a enfriar
más la llama. Zeng et al (2015) [36] realizaron un estudio experimental y de modelado del efecto que
tiene la dilución de la combustión con N2 y CO2 sobre las características de ignición de la mezcla
metano- aire, mostrando que a medida que aumenta la tasa de dilución con ambas especies se
incrementa el tiempo de retraso a la ignición, siendo el efecto mucho más fuerte para el CO2 debido
a que presenta un efecto de inhibición entre el metano y el aire.
Otro tipo de inestabilidades comunes en las llamas son las inestabilidades dinámicas, las cuales se
deben principalmente a ondas de presión que se generan debido a fluctuaciones de la tasa de liberación
de calor, las cuales pueden viajar a lo largo del sistema y entrar en resonancia con el mismo, lo que
puede generar daños en los equipos. Ciu et al (2010) [37] mostraron que la combustión sin llama
presenta grades ventajas con respecto a las técnicas convencionales ya que tiene una muy baja
probabilidad de ocurrir retrollama e inestabilidades termo acústicas, mostrando que en dicho régimen
las emisiones se pueden bajar manteniendo el sistema con alta estabilidad.
15
Uno de los parámetros más importantes que se debe considerar para obtener el régimen es la
recirculación de los productos de combustión, siendo la forma en la que se obtiene la dilución
característica del régimen. Esta variable se puede cuantificar a partir del factor de recirculación (𝐾𝑣),
el cual es la relación entre la masa recirculada (𝑚𝑟) y la masa que entra de aire (𝑚𝑎) y combustible
(𝑚𝑓).
𝐾𝑣 =𝑚𝑟
𝑚𝑎 + 𝑚𝑓
La forma en la que normalmente se estima este factor es a partir de la teoría propuesta por Newby,
Craya-Curtet y Magnussen, la cual es aplicable principalmente para jets en co flujos de densidad
constante. Dependiendo del factor de recirculación y de la temperatura a la que se da la reacción, es
posible obtener diferentes regímenes de combustión, como se observa en la Figura 4 en la que se
muestra que la combustión sin llama se da a altos factores de recirculación que permitan
concentraciones de oxígeno en la zona de reacción del orden del 5% y altas temperaturas, superiores
a la temperatura de autoignición del combustible [38].
Figura 4. Regímenes de combustión en función de la temperatura y el factor de recirculación.
Lezcano et al (2013) [38] realizaron el cálculo del factor de recirculación mediante simulaciones CFD
de un horno de combustión sin llama. Los resultados se comparan con la teoría de recirculación de
Magnussen, mostrando que cuando hay reacciones químicas los resultados de recirculación son sobre
estimados por esta teoría, por lo que se recomienda utilizar resultados de simulaciones para calcular
el factor de recirculación en hornos de combustión sin llama. Para realizar esto, se tiene en cuenta
que el flux másico de un jet descargado en un área confinado permanece constante, por lo que se
aplica la siguiente ecuación.
�̇� = ∫ 𝜌𝑣𝑥𝑑𝐴 = 𝑐𝑜𝑛𝑠𝑡𝑎𝑛𝑡𝑒
De esta manera, es posible calcular la masa de productos recirculados, teniendo en cuenta que estos
tienen velocidades negativas dentro del dominio computacional. Así, es posible tomar varios planos
transversales para calcular el factor de recirculación, mejorando la estimación del Kv.
Por otro lado, con respecto al combustible empleado, el gas natural es visto en la actualidad como
una de las principales fuentes de energía, siendo utilizado a nivel mundial tanto en uso industrial
como doméstico, por lo que muchos autores han realizado estudios numéricos y experimentales de la
combustión sin llama utilizando dicho combustible. Amell et al (2009) [39] realizaron un estudio
16
cinético químico de la formación de óxidos de nitrógeno en la combustión sin llama del metano,
principal constituyente del gas natural, empleando una llama de difusión unidimensional de flujo
opuesto como modelo matemático, mostrando a partir de las velocidades de generación de los NOx
al diluir el oxidante con N2 y con productos de combustión, que los mecanismos térmicos y prompt
son los más relevantes para la formación y consumo de NO. Sabia et al (2013) [40] realizaron un
estudio numérico de las condiciones que se deben tener en cuenta para obtener la combustión sin
llama utilizando gas natural como combustible y oxígeno puro como comburente en condiciones muy
diluidas y con precalentamiento a presión atmosférica, concluyendo que debido a las condiciones de
dilución en las que se trabaja en la combustión sin llama, es necesario utilizar mecanismos de reacción
que predigan correctamente cinéticas lentas, validando de manera experimental el mecanismo GRI
3.0.
Echavarría et al (2017) [41] evaluaron numérica y experimentalmente la estabilidad del régimen de
combustión sin llama ante la variación de la carga térmica utilizando gas natural como combustible
y bajo diferentes flujos de aire y de la mezcla aire-helio, generada para evaluar el efecto que trae el
aumento de la capacidad calorífica sobre la estabilidad de la carga térmica. Se mostró que los perfiles
de temperatura presentaron una disminución en la cámara de combustión a medida que el flujo de
aire de carga se incrementaba, lo cual no afectó la uniformidad térmica dentro del horno.
3.2.2 Efecto de la dilución sobre la combustión sin llama
Debido a que muchos procesos requieren la dilución de la combustión, por ejemplo, dada la necesidad
de utilizar combustibles con alto contenido de inertes, o la generación de agentes diluyentes en
procesos paralelos al de combustión, varios autores han evaluado el efecto que trae la dilución de
inertes sobre el régimen de combustión sin llama utilizando diferentes compuestos.
Como puede observar en el diagrama de combustión de la Figura 5, los parámetros más importantes
para la obtención del régimen de combustión sin llama son el grado de dilución de O2 y la temperatura,
pudiéndose obtener otros tipos de combustión a medida que se varían estos factores. Como se aprecia,
la obtención del régimen se da a temperaturas superiores a la temperatura de autoignición del
combustible y a altas tasas de dilución (concentraciones de oxígeno entre el 2 y el 12%) que son
generadas por la recirculación de los productos de combustión hacia la zona de reacción. Esto muestra
que la adición extra de CO2 a dicha zona puede tener efectos tanto beneficiosos como perjudiciales
para la obtención del régimen, ya que la dilución que este genera favorece su obtención hasta cierto
punto, pero debido a las propiedades térmicas que posee este gas, el cual es altamente absortivo y
emisivo, puede generar una disminución considerable de la temperatura que ocasionaría la pérdida
del régimen.
17
Figura 5. Diagrama de regiones de combustión en función de la temperatura y el grado de dilución
[13].
Colorado et al (2009) [42] mostraron que la combustión sin llama es bastante flexible para la
utilización de combustibles renovables cuyos métodos de obtención hacen que sean ricos en inertes,
como el biogás. Se obtuvo alta uniformidad térmica y bajas temperaturas debido a la presencia de
CO2 en el combustible, confirmando la flexibilidad del flameless para gases convencionales y no
convencionales con alto contenido de inertes. Mario et al (2013) [10] realizaron la evaluación
experimental del efecto que tiene el enriquecimiento del oxígeno del aire de combustión sobre un
horno de 20 kW trabajando en el régimen de combustión sin llama utilizando concentraciones de
oxígeno desde 21% hasta 35% en volumen, encontrando que a medida que aumenta la concentración
de este componente se obtiene un menor flujo másico del jet del aire descargado, trayendo como
consecuencia una menor tasa de dilución de los productos de combustión por la disminución del
momento del jet, lo cual genera una menor intensidad de mezclado turbulento que causa la aparición
de gradientes de temperatura y pérdida del régimen.
Sabia et al (2015) [43] mostraron los resultados numéricos y experimentales del proceso de
combustión sin llama de una mezcla de propano/oxígeno sobre un rango de temperatura de 850K-
1250K y una composición de la mezcla de condiciones ultra ricas a ultra pobres, las cuales fueron
diluidas con CO2 y con H2O desde 90% hasta el 97%. Se mostró que estos compuestos alteran
significativamente el proceso de ignición, observando una reactividad mucho más lenta respecto a las
mezclas que fueron diluidas con nitrógeno.
18
Mehregan et al [44] investigaron la influencia que tiene la dilución y el precalentamiento del oxidante
sobre la emisión de NOx en procesos de combustión sin llama usando biogás como combustible. La
dilución la llevaron a cabo con N2 y CO2 que permitieron concentraciones de oxígeno en el aire de
5,7 y 10%, con precalentamiento de 900,1100 y 1300 K. Los resultados muestran que a medida que
se aumenta la concentración de O2 se aumenta la producción de NOx, obteniendo mejores resultados
al diluir con N2 que con CO2. Hannes et al [45] investigaron el efecto que tiene la atmosfera de
reacción sobre la emisión de NOx en procesos de combustión sin llama, utilizando atmosferas
compuestas por Ar/O2 y CO2/O2. Los resultados muestran que la dilución de la atmosfera con estos
compuestos genera una disminución en la emisión de NO térmico durante el proceso de combustión,
presentando picos pequeños de temperatura.
Amar et al [46] estudiaron el efecto que tiene la dilución de mezclas de biogás con hidrógeno y con
agua, mostrando que la cinética química se ve alterada significativamente con ambas especies,
aumentando la velocidad de reacción con el H2 y disminuyéndola con el H2O. Se utilizó el mecanismo
GRI 3.0, con el que se encontró que la combustión sin llama altamente sensible a la dilución con
especies inertes y reactivas. Tian et al [47] estudiaron el impacto de la dilución de diferentes
combustibles con CO2 sobre los mecanismos de reacción de la combustión sin llama, la formación de
NO y la temperatura, utilizando CH4, C3H8 y H2 como combustibles. Los resultados mostraron que a
medida que la tasa de dilución se aumenta, el pico de temperatura y la emisión de NO decrece,
mientras que la distancia a la que se encuentra dicho pico aumenta respecto a la boquilla del
quemador, obteniendo además mayor uniformidad térmica, lo cual mejora la obtención del régimen
de combustión sin llama.
Si bien se encontraron trabajos relacionados con el efecto de la dilución de diferentes agentes sobre
el régimen de combustión sin llama, no se encontró alguno en el que el agente diluyente entre
directamente al horno a través de una fuente externa, y no premezclado con el comburente o
combustible, siendo importante debido a que muchos procesos industriales que requieren de una
fuente térmica de combustión liberan CO2 que puede afectar el proceso. Además, se debe tener en
cuenta que el trabajo se llevará a cabo en la ciudad de Medellín- Antioquia, la cual se encuentra por
encima del nivel del mar, por lo que las pruebas se realizarán a presión sub atmosférica (0.854 bar),
condición que no fue visualizada en los estudios relacionados con el efecto de la dilución de inertes
sobre el régimen de combustión sin llama y que es bastante importante de considerar debido a que
muchos de los parámetros de la combustión son dependientes de esta, incluyendo la estabilidad del
proceso, el cual es parte del objetivo de estudio del trabajo. Este trabajo busca contribuir al estado del
arte de la combustión, generando nuevo conocimiento que puede ayudar al país y el mundo en la
búsqueda de procesos más amigables con el medio ambiente.
3.2.3 Dinámica de Fluidos Computacional (CFD) aplicada a la
combustión sin llama
La Dinámica de Fluidos Computacional (CFD por sus siglas en inglés) es una herramienta utilizada
para solucionar numéricamente las ecuaciones con las que se caracterizan los flujos tanto reactivos
como no reactivos para generar predicciones de fenómenos de flujo de fluidos, siendo ideal para
aplicaciones donde las mediciones experimentales son imprácticas y costosas [48].
19
Las principales ecuaciones que se resuelven son las de transporte de la variable de interés,
representada por el símbolo ϕ, la cual toma la siguiente forma [49].
𝜕
𝜕𝑡∫ 𝜌ϕ dV + ∮ 𝜌ϕ 𝐕. d𝐀 = ∮ 𝛤ϕ∇ϕ. d𝐀 + ∫ 𝑆ϕ𝑑𝑉
Donde los términos representan de izquierda a derecha la variación temporal (transitoriedad) de la
variable, la advección, la difusión y el término fuente.
Todas las ecuaciones de conservación resueltas en el CFD poseen la forma anterior. Para representar
las diferentes ecuaciones, se alteran solo tres componentes de la ecuación: ϕ, el coeficiente convectivo
𝛤ϕ y la fuente 𝑆ϕ, con los valores mostrados en la Tabla 1, siendo ω𝑘 la fracción másica de la especie
k, u𝑖 la velocidad en la ith coordenada, h la entalpía, 𝜌𝑚 la densidad de la mezcla, 𝐷𝑒𝑓𝑓, μ𝑒𝑓𝑓 y k𝑒𝑓𝑓
la difusividad, viscosidad y conductividad térmica efectiva, R𝑘 la tasa de reacción de la especie k, 𝐵𝑖
representa fuerzas externas (de flotación, centrífugas, etc) y 𝑄′′′ es la generación de calor.
Tabla 1. Valores de 𝜙, 𝛤𝜙 y 𝑆𝜙 para las diferentes ecuaciones de conservación.
Ecuación 𝛟 𝜞𝛟 𝑺𝛟
Continuidad 1 0 0
Transferencia de masa de la especie k ω𝑘 𝜌𝑚𝐷𝑒𝑓𝑓 R𝑘
Momento u𝑖 μ𝑒𝑓𝑓 −𝜕𝑝
𝜕𝑥𝑖+ 𝜌𝑚𝐵𝑖 + 𝑆𝑢𝑖
Energía h k𝑒𝑓𝑓/C𝑝𝑚 𝑄′′′
Comúnmente, en el CFD se soluciona la ecuación de Navier- Stokes, la cual nace al tener en cuenta
las ecuaciones de continuidad y de conservación del momento, obteniendo la siguiente expresión no
lineal [49].
𝜌𝐷𝑢𝑖
𝐷𝑡= 𝜌𝐵𝑖 −
𝜕𝑃
𝜕𝑥𝑖+ 𝜇 (
𝜕2𝑢𝑖
𝜕𝑥𝑖𝜕𝑥𝑗+
1
3
𝜕2𝑢𝑗
𝜕𝑥𝑖𝜕𝑥𝑗)
Siendo D la derivada sustancial o material.
Si bien esta es la ecuación que más se utiliza en el CFD para describir la dinámica de los fluidos,
existen otros modelos con los que es posible estimarla. Dos de estos son el de Lattice Boltzmann [50]
y el Gas Kinetic Scheme [51]. Este primero se enfoca en los procesos de colisión molecular y
transmisión en cada paso temporal, discretizando el espacio, el tiempo y las velocidades, haciéndolo
más eficientes en términos computacionales con mayor precisión respecto al modelo de Navier
Stokes. El segundo considera un estado de discontinuidad a través de las interfaces, reconstruyendo
las funciones de equilibrio y no equilibrio basado en variables de flujos macroscópicos y calculando
la evolución de las funciones de distribución en un paso temporal al integrar las ecuaciones de
Boltzmann. Si bien los esquemas basados en la ecuación de Navier Stokes separan el transporte y las
colisiones, calculando los fluxes advectivos sin tener en cuenta las colisiones entre partículas y por
ende disminuyendo la predicción en cierto tipo de casos, este modelo es el más utilizado en el CFD
y es el que se encuentra disponible en el software ANSYS- Fluent, por lo que es el utilizado en el
presente trabajo. Además, se ha encontrado en la literatura gran cantidad de trabajos en los que se
obtiene buenas predicciones con respecto a pruebas experimentales del fenómeno de combustión sin
llama.
20
Para la solución de la ecuación de Navier- Stokes, existen diferentes modelos y estrategias de
simulación que permiten obtener resultados computacionales [52]. Los más comunes son el Direct
Numerical Simulation (DNS), Large Eddy Simulation (LES) y el Reynolds- Averaged Navier-Stokes
(RANS). En el DNS, la ecuación de Navier-Stokes es solucionada sin utilizar ningún modelo de
turbulencia. Esto quiere decir, que se deben solucionar todo el rango de las escalas espaciales y
temporales de turbulencia, las cuales van desde la escala más pequeña (escala de Kolmogorov), hasta
la más grande (escala integral). Esto implica que el mallado computacional deba ser muy fino,
generando un tamaño de celda menor o igual a la escala de Kolmogorov, aumentando de manera
considerable el tiempo computacional, y requiriendo por lo tal de súper computadores para su
implementación. El LES es un modelo matemático utilizado para solucionar flujos turbulentos a partir
de la ecuación de Navier- Stokes. Su implementación requiere resolver un amplio rango de escalas de
tiempo y espaciales, modelando las escalas más pequeñas las cuales son las más costosas
computacionalmente de solucionar, pero solucionando directamente las escalas más grandes. Este
modelo requiere de menos tiempo computacional que el DNS, pero también requiere de súper
computadores para simulaciones en 3D que implican diferentes fenómenos físicos.
Por otro lado, la metodología RANS son ecuaciones promediadas en el tiempo en la que se utiliza la
descomposición de Reynolds, donde una cantidad escalar (ϕ) como la energía, presión y composición
de especies pueden ser expresadas de la siguiente manera.
𝜙 = 𝜙´ + �̅�
Donde 𝜙´ y �̅� son la fluctuación y el promedio de la cantidad escalar.
Las ecuaciones pueden ser solucionadas con aproximaciones basadas en conocimientos de
propiedades del flujo turbulento para dar una solución promediada y aproximada a la ecuación de
Navier-Stokes, por lo que se utilizan modelos matemáticos para todas las escalas de turbulencia. Esto
trae como desventaja una menor predicción de las características del flujo respecto a las simulaciones
DNS y LES, pero disminuye de manera considerable el número de elementos en el mallado y por
ende el tiempo computacional, siendo la metodología elegida en el presente trabajo.
Para modelar la turbulencia, existen diferentes modelos, siendo uno de los más utilizados el modelo
k-ε ( k= energía cinética turbulenta y ε= tasa de disipación de energía) [53] el cual modifica la
ecuación de momento en régimen turbulento como se muestra a continuación, cuyas soluciones
separadas permiten determinar de manera independiente la velocidad turbulenta y la longitud de
escala.
𝜕
𝜕𝑡(𝜌𝑘) +
𝜕
𝜕𝑥𝑖
(𝜌𝑢𝑖𝑘) =𝜕
𝜕𝑥𝑗[(𝜇 +
𝜇𝑡
𝜎𝑘)
𝜕𝑘
𝜕𝑥𝑖 ] + 𝐺𝑘 + 𝐺𝑏 − 𝜌ε − 𝑌𝑀 + 𝑆𝑘
𝜕
𝜕𝑡(𝜌ε) +
𝜕
𝜕𝑥𝑖
(𝜌𝑢𝑖ε) =𝜕
𝜕𝑥𝑗[(𝜇 +
𝜇𝑡
𝜎ε)
𝜕ε
𝜕𝑥𝑗 ] + 𝐶1ε
ε
𝑘(𝐺𝑘 + 𝐶3ε𝐺𝑏) − 𝐶2ε𝜌
ε2
𝑘+ 𝑆ε
Donde 𝐺𝑘 representa la generacion de la energía cinética turbulenta debido a la velocidad media del
flujo, 𝐺𝑏 es la generación de energía cinética debido a la fuerza de flotación, 𝑌𝑀 es la contribución de
la fluctuación de la dilatación en flujos turbulentos compresibles,𝐶1ε, 𝐶2ε y 𝐶3ε son constantes, 𝜎𝑘 y
𝜎ε son los números de Prandtl turbulento para k y ε, respectivamente y 𝑆𝑘 y 𝑆ε son definidos como
términos fuente.
La cinética química se soluciona utilizando la ecuación de Arhenius, mostrada a continuación.
21
𝑅 = 𝐴𝑜 ∗ exp (−𝐸𝑎
𝑅𝑇) ∗ 𝑇𝑏
Donde R es la tasa de reacción, Ao es la constante pre exponencial, Ea es la energía de activación, R
es la constante de los gases ideales y 𝑏 es el factor de corrección por temperatura.
Debido a que la tasa de reacción depende tanto de la interacción química como física entre los
reactivos y productos, es importante considerar el efecto de la turbulencia sobre la velocidad de
reacción. Para esto, existen modelos matemáticos que permiten predecir la interacción entre la
cinética química y la turbulencia, siendo uno de los más importantes el modelo Eddy-Dissipation
Concept, el cual asume que las reacciones químicas ocurren en pequeñas estructuras turbulentas,
calculadas de la siguiente manera [54].
𝜉 = 𝐶𝜉 (𝜈𝜀
𝑘2)
1/4
Siendo 𝜉 la longitud de la escala donde se da la reacción, 𝜈 la viscosidad cinemática y 𝐶𝜉 es una
constante del modelo, con un valor de 2.1377.
El tiempo que toma la reacción, se calcula a partir de los parámetros de turbulencia como se muestra
a continuación.
𝜏 = 𝐶𝜏 (𝜈
𝜀)
1/2
Donde 𝜏 es la escala de tiempo y 𝐶𝜏 = 0.4082.
De esta manera, la tasa de reacción (𝑅𝑖) para la especie i se recalcula de la sigueinte manera.
𝑅𝑖 =𝜌 𝜉2
𝜏[1 − 𝜉3](𝑌𝑖
∗ − 𝑌𝑖)
Donde 𝑌𝑖∗ es la fracción másica de la especie i en la escala 𝜉 después del tiempo de reacción 𝜏.
Cuando se trabaja con reacciones químicas, el software predice la fracción másica local de cada
componente a partir de la solución de la siguiente ecuación para cada uno de los compuestos.
𝜕
𝜕𝑡(𝜌𝑌𝑖) + ∇. (𝜌�̅�𝑌𝑖) = −∇. 𝐽�̅� + 𝑅𝑖
Para calcular el flux de difusión de la especie i ( 𝐽�̅� ), el cual es generado debido a los gradientes de
concentración y temperatura, se usa la ley de Fick, mostrada a continuación.
𝐽�̅� = −𝜌𝐷𝑖,𝑚∇𝑌𝑖 − 𝐷𝑇,𝑖
∇𝑇
𝑇
Donde 𝐷𝑖,𝑚 es el coeficiente de difusividad molecualar de la especie i en la mezcla, y 𝐷𝑇,𝑖 es el
coeficiente de difusión térmica del componente i, generado por el efecto Soret.
Con respecto a la radiación, se utiliza el modelo de ordenadas discretras que soluciona la ecuación de
transferencia de calor por radiación (RTE) para un número finito de ángulos sólidos, cada uno
asociado a un vector de dirección 𝑠 que se encuentra en un sistema de cartesiano (x,y,z). El modelo
transforma la RTE en una ecuación de transporte para la intensidad de radiación en las coordenadas
espaciales, como se muestra a continuación [55].
22
∇. (𝐼𝜆(𝑟, 𝑠), 𝑠 ) + (𝑎𝜆 + 𝜎𝑠) 𝐼𝜆(𝑟, 𝑠) = 𝑎𝜆𝑛2𝐼𝑏𝜆 +𝜎𝑠
4𝜋∫ 𝐼𝜆(𝑟, 𝑠)∅(𝑠, 𝑠)𝑑𝛺
4𝜋
0
Donde 𝜆 es la longitud de onda, 𝑎𝜆 es el coeficiente de absorción, 𝐼𝑏𝜆 es la intensidad de cuerpo negro
dada por la función de Planck, 𝐼𝜆 es la intensidad de radiación de longitud de onda 𝜆 en dirección 𝑠
en la posición 𝑟, n es el índice de refracción y 𝜎𝑠 es el coeficiente de dispersión, siendo cero debido
a que el campo de flujo no tiene partículas que produzcan dispersión de la radiación.
El coeficiente de absorción de la mezcla de gases (𝑎𝜆) es una variable que depende de la composición
de la mezcla de gases, la temperatra y de la longitud de onda de la radiación incidente, siendo
calculado mediante el modelo de suma ponderada de gases grises [56] (WSGGM por sus siglas en
inglés). Este modelo asume que la emisividad total de los gases a una distancia s puede ser descrito
de la siguiente manera.
𝜖 = ∑ 𝑎𝜖,𝑖(𝑇)(1 − 𝑒−𝑘𝑖𝑝𝑠)
𝐼
𝑖=0
Donde 𝑎𝜖,𝑖 es el factor de peso de la emisividad para el ith gas gris ficticio, 𝑘𝑖 es el coeficiente de
absorción del ith gas gris, p es la suma de las presiones parciales de todos los gases que absorben
radiación, y s es la longitud del camino. De esta manera, la expresión que se encuentra entre
paréntesis, representa la emisividad del ith gas gris ficticio. Tanto 𝑎𝜖,𝑖 como 𝑘𝑖 dependen de la
composuición del gas, y 𝑎𝜖,𝑖 depende también de la temperatura. Este método puede ser aplicado a
geometrías arbitrarias con coeficientes de absorción variantes, pero está limitado a medios no
dispersivos y encerrados.
Ghadamgahi et al [57] y Murer et al [59] estudiaron métodos para modelar la combustión sin llama
en modo oxicombustión utilizando simulaciones CFD, comparando los resultados obtenidos con los
modelos k-ε estandar y realizable para la estimación de la turbulencia y usando el modelo de
Ordenadas Discretas con Suma Ponderada de Gases Grises para la radiación. Con el modelo k-ε
estandar se requirió menos capacidad computacioal y se obtuvo buenos resultados respecto a datos
experimentales del perfil de temperatura lejos de la zona de reacción, mientras que cerca de esta zona
tuvo malas predicciones, mientras que con el k-ε realizable si bien se requiere más capacidad
computacional, se obtuvo resultados mejorados para las zonas lejanas al quemador, sin presentar
mejoras en las zonas cernanas.
Amell et al (2009) [60] implementaron modelos para el estudio fenomenológico de la combustión sin
llama con simulación CFD, concluyendo que para la turbulencia, el modelo k-ε estándar y el k-ε
realizable son los más adecuados debido a que son populares por su robustez, bajo costo
computacional y razonable precisión en un amplio rango de flujos turbulentos. Con respecto a la
combustión, el modelo Eddy Dissipation Concept es el más adecuado para realizar la interacción entre
la cinética química y la turbulencia, debido a que permite acoplar mecanismos de reacción de
múltiples pasos que aumentan la capacidad de predicción. Se muestra la importancia de describir
correctamente la radiación debido a que la combustión sin llama es un fenómeno volumétrico, por lo
que la liberación de calor por radiación por unidad de volumen constituye un factor esencial para el
desempeño del horno y la transferencia de calor. Debido a que la combustión se da en todo el
volumen, la intensidad de radiación se aumenta a pesar de los incrementos moderados de temperatura,
siendo el modelo más usado el de ordenadas discretas acompañado del cálculo del coeficiente de
absorción de los gases de combustión con el modelo de suma ponderada de gases grises, debido a que
23
el H2O y el CO2 de los productos de combustión tienen propiedades de radiación importantes que
afectan la transferencia de calor del proceso.
Además, estudios realizados en el grupo GASURE, muestran que en hornos industriales que trabajan
a altas temperaturas, la transferencia de calor por radiación representa alrededor del 90% del calor
total transferido hacia la carga, el cual aumenta a medida que se incrementa la temperatura y
disminuye a medida que se aumenta la carga calórica. Se encontró que cerca del 25% de la radiación
total que le llega a la misma corresponde al calor radiado por los gases, teniendo una mayor
contribución el calor radiado a través de las paredes del horno, cuya participación depende
principalmente del tamaño del horno y de la temperatura del proceso, disminuyendo a medida que el
horno sea más largo debido al efecto atenuante de la absorción de los productos de combustión
[61][62][63].
De esta manera, se muestra la participación directa que tiene la absorción de radiación de los
productos de combustión sobre la transferencia de calor hacia la carga. En [64] se evaluó el efecto
que tiene la adición de CO2 sobre las características de la combustión mezclas metano- aire a altas
presiones, mostrando de manera numérica y experimental que la dilución con este compuesto genera
una disminución de la emisión de NOx a presiones altas y atmosféricas, la elongación de la zona de
reacción, incrementa el volumen de la llama, y aumenta levemente la emisión de CO, resultados
confirmados por [65]. Con respecto a la combustión sin llama, en [66] se modeló la transferencia de
calor en un horno de combustión sin llama que utiliza combustibles de bajo poder calorífico utilizando
oxígeno puro como comburente, encontrando que bajo las condiciones estudiadas, la radiación
proveniente hacia la carga correspondió al 84% del calor total absorbido por la misma, siendo el otro
16% calor por convección. Por último, respecto a las emisiones de NOx, los modelos más utilizados
son los modelos térmicos, precoz y N2O intermedio, siendo el térmico uno de los más importantes y
descrito por el mecanismo de Zeldovich, que muestra que los NOx se producen principalmente a altas
temperaturas.
24
4. METODOLOGÍA
4.1 Metodología experimental
4.1.1 Montaje experimental
Los experimentos fueron llevados a cabo en el laboratorio del Grupo de Ciencia y Tecnología del Gas
y Uso Racional de la Energía- GASURE- de la Universidad de Antioquia. El montaje experimental
implementado se muestra en la Figura 6 donde el horno de combustión tiene una sección transversal
cuadrada de 0.6 m de lado por 1.35 m de largo y cuenta con aislamiento térmico de manta de fibra de
vidrio de 25 cm de espesor en las paredes.
Figura 6. Diagrama experimental del horno de combustión sin llama del grupo GASURE [41][10].
En la parte superior se encuentran la chimenea que permite el escape de productos de combustión, y
10 termocuplas con las que se mide la temperatura en el perfil de la pared interna, necesaria para
saber si el horno se encuentra por encima de la temperatura de autoignición del combustible,
condición necesaria para obtener el régimen. En la cara frontal se encuentran dos accesos ópticos de
cuarzo por los que se miden los contornos de los radicales OH y CH por medio del principio de
quimioluminiscencia y por donde se inspecciona visualmente la ocurrencia del régimen. En la parte
lateral derecha se encuentra la entrada de los cuatro (4) tubos de aire de carga, utilizados para simular
los requerimientos calóricos de la reacción de calcinación, los cuales son el calor sensible para llevar
la piedra caliza desde la temperatura ambiente hasta la temperatura de descomposición de la piedra y
el calor de reacción. Además se encuentra los agujeros por donde se introducen las sondas de
medición de temperatura y especies a lo largo del plano horizontal.
El dióxido de carbono se inyecta directamente desde la parte inferior del horno, por un inyector
ubicado en la mitad del eje vertical a 22 cm del quemador, mientras que en la parte lateral izquierda
se encuentra la salida del aire de carga y el quemador, el cual puede funcionar en modo
25
autoregenerativo. El sistema de regeneración opera por ciclos intermitentes de 30 segundos. Al
finalizar cada ciclo, dos inyectores de aire de combustión y dos eyectores de gas de combustión se
intercalan entre sí para precalentar el aire de combustión con el calor sensible cedido por los gases de
combustión en el ciclo previo en un regenerador de calor, logrando mayores eficiencias térmicas.
Durante los experimentos no se usó esta técnica, debido a que no está dentro de los objetivos del
trabajo, por lo que el aire de combustión no fue precalentado. El quemador permite trabajar en modo
llama y modo sin llama, lo cual depende de la forma en que se inyecte el aire de combustión y el
combustible, como se muestra en la Figura 7.
a) b)
Figura 7. Inyección del aire y combustible en a) configuración modo sin llama y b) configuración
modo llama.
Para obtener el régimen con llama, el combustible se descarga a través de 10 agujeros ubicados de
manera radial y el aire se descarga por un co flujo ubicado de forma axial, como se observa en la
Figura 7 a. Con esta configuración se logra la formación de una llama convencional de bajo impulso,
estabilizada con la ayuda de un quarl cerámico divergente.
Para obtener el régimen de combustión sin llama, el aire se descarga de manera axial a través de dos
boquillas laterales de 10 mm de diámetro separadas entre sí 24 cm y el combustible se descarga de
manera axial por un inyector de 3.2 mm de diámetro ubicado en la mitad de los dos inyectores de
aire, como se muestra en la Figura 7 b. Con esta configuración es posible generar los impulsos de aire
y combustible necesarios para inducir corrientes de recirculación dentro del horno, que generen la
dilución requerida para obtener el régimen.
Los flujos de dióxido de carbono y de gas natural fueron regulados a partir de un banco de rotámetros.
El CO2 se tomó directamente de un cilindro de grado industrial, mientras que el gas natural se tomó
de la red de gas de la Universidad de Antioquia, el cual tiene la composición química mostrada en la
Tabla 3. El aire de combustión y de carga se suministraron a partir de dos ventiladores acoplados a
dos variadores de frecuencia para ajustar la cantidad de aire requerido. El flujo de aire de combustión
se reguló a partir de dos técnicas: al medir la concentración de oxígeno a la salida, la cual debe
garantizar el exceso de aire requerido y a partir de un medidor de flujo de placa orificio. El flujo de
aire de carga se midió directamente con un medidor de flujo SIERRA.
26
Se muestra en la Tabla 2 los equipos de medición utilizados durante los experimentos junto con su
precisión y principio de operación.
Tabla 2. Equipos de medición utilizados durante los experimentos.
Equipo de medición Variable que mide Precisión Principio físico/químico
Cámara termográfica Perfil de temperatura de las
paredes externas del horno ± 0.001 K
Principio termoeléctrico con
radiación infrarroja
Termopar tipo K Temperatura de flujos de
entrada y salida del horno ± 0.01 K Principio termoeléctrico
Banco de rotámetros Caudal del combustible y
CO2 añadido al horno
± 2e-5
kg.s-1
Principio de área variable y
equilibrio de fuerzas
Analizadores de gases
SICK MAIHAK y
Thermo Scientific
Concentración de O2 ± 0.001
kmol/kmol
Principio paramagnético
Concentración de CO y CO2 Principio de infrarrojo no dispersivo
Concentración de NO y NO2 Principio de quimioluminiscencia
Cámara ICCD
Princeton Instruments Contornos de OH y CH NA Principio de quimioluminiscencia
Pirómetro de succión
con termopar tipo S
Perfil de temperatura dentro
del horno ± 0.1 K Principio termoeléctrico
4.1.2 Gases de ensayo.
Se simuló un proceso de calcinación de piedra caliza (100% CaCO3) utilizando gas natural como
combustible trabajando a 20 kW de potencia térmica con base al PCI y aire al 20% y 25% de exceso.
Se muestra en la Tabla 3 la composición del gas empleado junto con sus propiedades de combustión
más importantes.
Tabla 3. Composición química del gas natural empleado durante las pruebas.
Propiedad Unidades Gas natural
Composición volumétrica % 83.8% CH4, 10.17% C2H6, 3.6% C3H8, 1.96%
CO2, 0.45% N2
Volumen de humos húmedos m3hh/m3
GN 11.61
Volumen de humos secos m3hs/m3
GN 9.49
Volumen de CO2 m3CO2/m3
GN 1.17
Volumen de H2O m3H2O/m3
GN 2.12
% Máximo de CO2 % 12.31
Masa de humos húmedos kghh/kgGN 16.95
Masa de humos secos kghs/kgGN 14.94
Densidad relativa - 0.65
Calor específico kJ/kg-K 2.25
Temperatura de llama adiabática
@n=1.2 K 2049
Poder calorífico inferior MJ/m3 36.13
27
Velocidad de deflagración laminar
@300K, P=0.84 atm, n=1.2 m/s 28
Peso molecular kg/kmol 19.03
4.1.3 Variables de entrada y variables respuesta.
Las variables que se tuvieron en cuenta durante la realización del experimento son las siguientes.
Variables de entrada: flujo de CO2 proveniente de una fuente externa, factor de aireación,
potencia térmica.
Variables no controlables: temperatura y humedad del ambiente, composición del gas
natural y errores humanos.
Variables de salida: perfil de temperatura y emisiones de CO y NOx en chimenea, eficiencia
térmica del proceso de calentamiento, estabilidad del régimen de combustión, caracterización
de la zona de reacción con contornos de OH.
Número de repeticiones: debido a la precisión de los equipos utilizados y al número de datos
que se pueden recolectar por cada una de las pruebas y para tener una mayor confiabilidad
de los datos obtenidos, se realizaron dos repeticiones para cada experimento.
Durante la etapa experimental, inicialmente se buscó variar únicamente la cantidad de CO2 añadido
al sistema, para de esta manera evaluar el efecto que tiene este gas sobre el comportamiento del
régimen de combustión sin llama y observar si es posible desestabilizar el sistema. Se realizaron las
pruebas con un 20% de exceso de aire a una potencia térmica de 20 kW y llevando la adición de CO2
al flujo máximo que permitió el sistema de inyección, sin observar una notable desestabilización del
régimen. Por esta razón, se optó por variar posteriormente el exceso de aire, llevando el sistema a una
condición límite de desestabilidad producida únicamente por el exceso de aire. De esta manera, se
comprobó que a excesos cercanos al 30% el sistema presentó inestabilidades, por lo que se repitieron
las pruebas a los mismos flujos de CO2 a un exceso del 25 % de aire. Se realizaron las pruebas de
combustión sin llama mostradas en la Tabla 4. Adicional a estas, se realizaron pruebas a combustión
con llama sin adición de CO2 a 20% y 25% de exceso, para comparar las tendencias en ambos
regímenes. Los flujos de CO2 utilizados en este trabajo, son comparables a los flujos de este
compuesto producidos a 20 kW por la combustión del gas natural utilizado, el cual genera, asumiendo
combustión completa, 4.16 kg/h de CO2. Estos flujos son mucho menores a la cantidad de aire
utilizado en cada prueba, donde para n=1.2 y 20 kW, se requiere un flujo de 29.65 kg/h. Esto sirve
como medida comparativa sobre el efecto que tiene tanto el aumento del flujo de CO2 como el
aumento del factor de aireación en el sistema.
Tabla 4. Pruebas llevadas a cabo durante los experimentos
Prueba Exceso de aire [%] Flujo CO2 [Lst/min] Flujo CO2 [kg/h]
1 20 0 0
2 20 10.76 1.20
3 20 13.62 1.52
4 20 85.27 9.53
5 25 0 0
28
6 25 10.76 1.20
7 25 13.62 1.52
8 25 85.27 9.53
9 30 0 0
10 30 85.27 9.53
Se realizó el balance de energía al horno de combustión para las diferentes pruebas, con el que se
pudo determinar un desbalance usando las pérdidas de calor por paredes y la eficiencia útil del horno
que es función del flujo volumétrico de aire de carga, la capacidad calorífica del aire y la diferencia
de temperaturas medidas a la entrada y la salida del aire de carga.
Se midió el perfil de temperatura de la línea central del horno utilizando una sonda de succión
refrigerada con agua y con doble escudo protector en la punta para corregir errores de medición por
radiación. La sonda está equipada con un termopar tipo K que registra datos en un computador a
través de una interfaz gráfica a una frecuencia de 1 Hz. La temperatura de la pared externa se midió
utilizando la cámara termográfica TESTO. Las paredes están pintadas de color negro opaco con un
coeficiente convectivo de 8 Wm-2K-1 y una emisividad de ε=0.8 para evitar reflexiones, facilitando la
toma de imágenes termográficas.
Para caracterizar la zona de reacción, se capturó la quimioluminiscencia espontánea emitida por los
radicales OH* a través de los dos accesos ópticos del horno, ubicados en la pared frontal, estando el
primero a 25 cm de distancia horizontal del quemador, separados entre sí 8 cm y con una relación de
aspecto de 20cm/10cm en el largo/ancho de cada ventana. Se utilizó una cámara ICCD (Intensified
Charge- Couple Device), con filtros ajustados a la longitud de onda de 308 nm con un ancho de banda
de 10 mm y una transmisividad máxima del 85% para captar la emisión de este radical. La cámara
fue ubicada de forma perpendicular al horno justo al frente de las ventanas de cuarzo, cubriendo un
ancho de 20 cm en cuatro puntos de medición.
Se tomaron 100 fotografias por cada punto que fueron promediadas utilizando un código de Matlab,
restándole el fondo del horno sin reacciones quimicas, para posteriormente unirlas y obtener la
intensidad de la zona de reacción.
La emisión de gases se midió en la chimenea utilizando los analizadores de gases SICK MAIHAK
con los que se midió la concentración en base seca de CO, CO2, O2 y CH4 y el analizador Thermo
Scientific, con el que se midió la concentración de NO, y los cuales funcionan mediante diferentes
principios, dependiendo de la especie que se requiere medir. Para el CO2, se utiliza el principio de
infrarrojo no dispersivo; para el O2, el principio paramagnético, para el CO, el principio
electroquímico y para el NO el principio de quimioluminiscensia espontánea. Los datos se midieron
con una frecuencia de mestreo de 1 Hz y fueron tomados durante todas las etapas del experimento.
4.2 Metodología numérica
Con la metodología numérica se busca dar solución a los objetivos específicos que requieren de
análisis numérico a partir de simulaciones CFD. Se utilizó el software ANSYS- Fluent para
determinar el efecto que tiene el CO2 añadido a través de una fuente externa sobre la estabilidad del
régimen de combustión sin llama, obteniendo los perfiles de temperatura y especies y la emisión de
CO2, CO y NOx en chimenea. Las simulaciones se dividen en dos secciones. La primera evalúa el
efecto del CO2 sobre la estabilidad del régimen de combustión, dejando un valor de aire de carga
constante ante incrementos del CO2 añadido, para así evaluar el efecto que tiene únicamente la adición
de este compuesto sobre la combustión. Los flujos simulados en esta sección corresponden a los
29
medidos de manera experimental presentes en la Tabla 4 con los que se validaron los modelos
utilizados al comparar los resultados obtenidos de manera numérica con los experimentales.
La otra sección consiste en mirar el efecto que tiene el CO2 añadido por una fuente externa variando
la cantidad de aire de carga, la cual se incrementa de acuerdo a los requerimientos calóricos que
representa el proceso de calcinación, donde los valores de los flujos de piedra caliza (CaCO3)
correspondientes a los respectivos flujos de CO2, se obtuvieron a partir de la estequiometria de la
reacción de calcinación, la cual establece que por cada 1 kg consumido de piedra caliza, se produce
0.44 kg de CO2. El aire de carga equivalente a cada flujo másico de piedra caliza se obtiene a partir
del balance de energía, asumiendo que este debe absorber una cantidad de calor equivalente al calor
sensible de calentamiento de la piedra y el calor de reacción, como se muestra a continuación.
𝑚𝑎𝑖𝑟,𝑒𝑞 (∫ 𝐶𝑝𝑎𝑖𝑟,𝑒𝑞𝑑𝑇𝑇𝑜𝑢𝑡,𝑎
𝑇𝑟𝑒𝑓
− ∫ 𝐶𝑝𝑎𝑖𝑟,𝑒𝑞𝑑𝑇𝑇𝑖𝑛,𝑎
𝑇𝑟𝑒𝑓
)
= 𝑚𝐶𝑎𝐶𝑂3 (∫ 𝐶𝑝𝐶𝑎𝐶𝑂3𝑑𝑇𝑇𝑟𝑥𝑛
𝑇𝑟𝑒𝑓
− ∫ 𝐶𝑝𝐶𝑎𝑐𝑂3𝑑𝑇𝑇𝑖𝑛
𝑇𝑟𝑒𝑓
) + 𝑚𝐶𝑎𝐶𝑂3 ∆𝐻𝑟𝑥𝑛
Así, la cantidad de aire equivalente se expresa de la siguiente manera.
𝑚𝑎𝑖𝑟,𝑒𝑞 =𝑚𝐶𝑎𝐶𝑂3 (∫ 𝐶𝑝𝐶𝑎𝐶𝑂3𝑑𝑇
𝑇𝑟𝑥𝑛
𝑇𝑟𝑒𝑓− ∫ 𝐶𝑝𝐶𝑎𝑐𝑂3𝑑𝑇
𝑇𝑖𝑛
𝑇𝑟𝑒𝑓) + 𝑚𝐶𝑎𝐶𝑂3 ∆𝐻𝑟𝑥𝑛
∫ 𝐶𝑝𝑎𝑖𝑟,𝑒𝑞𝑑𝑇𝑇𝑜𝑢𝑡
𝑇𝑟𝑒𝑓− ∫ 𝐶𝑝𝑎𝑖𝑟,𝑒𝑞𝑑𝑇
𝑇𝑖𝑛
𝑇𝑟𝑒𝑓
Donde 𝑚𝑎𝑖𝑟,𝑒𝑞, 𝐶𝑝𝑎𝑖𝑟,𝑒𝑞, 𝑇𝑖𝑛, 𝑎 y 𝑇𝑜𝑢𝑡, 𝑎 son el flujo másico, capacidad calorífica, temperatura de
entrada y de salida del aire de carga equivalente, y 𝑚𝐶𝑎𝐶𝑂3, 𝐶𝑝𝐶𝑎𝐶𝑂3,𝑇𝑖𝑛, 𝑇𝑟𝑥𝑛 y ∆𝐻𝑟𝑥𝑛 =178 𝑘𝐽/𝑚𝑜𝑙 son el flujo másico, la capacidad calorífica, la temperatura de entrada, temperatura de
reacción y la entalpía de reacción del carbonato de calcio, respectivamente.
Para establecer los flujos de CO2 con los que se realizó las simulaciones, se tuvo en cuenta el consumo
específico de energía en procesos típicos de calcinación, mostrado en la Tabla 5. Al utilizar los valores
reportados para los hornos rotativos largos, los cuales son los más utilizados en esta industria, para
un proceso de 20 kW se puede establecer un consumo de CaCO3 de hasta 12 kg/h, lo que representa
un flujo de CO2 de 5.3 kg/h. De esta manera, los flujos de CO2 simulados están por debajo de este
valor, para así considerar las condiciones normales de operación. Se decidió no variar la potencia
térmica a medida que se disminuye el flujo másico teórico alimentado de CaCO3 como se haría en un
proceso real, para de esta manera evaluar únicamente el efecto de la alimentación de este compuesto
al sistema.
Tabla 5. Consumo especifico de diferentes hornos utilizados para la calcinación de CaCO3.
Orientación del
horno Tipo de horno
Calor usado/ consumo de
CaCO3 [kJ/kg]
Vertical
Hornos regenerativos de flujo
paralelo 3200-4200
Horno de alimentación anular 3300-4900
Horno de alimentación mixta 3400-4700
Horizontal
Hornos rotativos largos 6000-9200
Hornos rotativos con
recuperación de calor 5100-7800
Otros hornos 3500-7000
30
En esta sección también se buscó evaluar la relación que hay entre el impulso de los jets de aire y el
flujo másico añadido de CO2, para de esta manera observar si es necesario aumentar o disminuir el
impulso a mayores flujos de CO2 y por ende a mayor piedra caliza ingresada en el proceso real de
calcinación. Para variar el impulso dejando tanto la potencia como el factor de aireación constante,
fue necesario variar el diámetro de inyección de aire, utilizando boquillas de 10, 12, 14 y 16 mm, de
tal manera que a medida que se aumenta el diámetro se genera una disminución del impulso como
consecuencia de la disminución de la velocidad de descarga del aire a flujo másico constante, y en
consecuencia de la recirculación.
Los flujos de CO2 y aire de carga añadidos directamente en cada simulación junto con su
correspondiente valor de piedra caliza e impulso (I) de descarga de aire se muestran en la Tabla 6
para cada diámetro simulado. Los límites máximos de CO2 añadidos a cada diámetro corresponden
al valor en el que se presentó una perturbación en el régimen, el cual se evidenció debido a la caída
drástica de la temperatura promedio del horno, obteniendo valores menores a la temperatura de
autoignición del combustible, indicando la ocurrencia de la pérdida del régimen de combustión de
manera numérica ya sea por apagado del horno o por la formación de un frente de llama.
Tabla 6. Simulaciones numéricas desarrolladas para evaluar la relación entre el flujo másico de
CO2 y el impulso de descarga de aire para n=1.2 y a 20 kW de potencia.
#Simulación Diámetro
aire [mm]
# Reynolds
Aire[-] Iaire[N] mCO2[kg/h] mCaCO3[kg/h]
Masa aire
carga[kg/h]
1 10 29130 0.1831 1.20 2.73 22.82
2 10 29130 0.1831 3.00 6.82 57.05
3 12 24275 0.1272 1.20 2.73 22.82
4 12 24275 0.1272 3.00 6.82 57.05
5 12 24275 0.1272 3.42 7.77 65.03
6 14 20807 0.0934 1.20 2.73 22.82
7 14 20807 0.0934 3.00 6.82 57.05
8 14 20807 0.0934 3.42 7.77 65.03
9 14 20807 0.0934 4.80 10.91 91.27
10 16 18206 0.0715 1.20 2.73 22.82
11 16 18206 0.0715 3.00 6.82 57.05
12 16 18206 0.0715 3.42 7.77 65.03
13 16 18206 0.0715 4.80 10.91 91.27
14 16 18206 0.0715 4.86 11.05 92.41
El esquema utilizado para realizar la simulación se muestra en la Figura 8a en la que se especifican
las corrientes respectivas. Como se puede observar, el CO2 se añadió a partir de inyección directa por
una fuente externa de diámetro 5 mm ubicado directamente bajo la zona de mezclado, para así afectar
de manera directa la dilución dentro del horno. Esto debido a que se buscó replicar los resultados
experimentales, por lo que se respetó la geometría del montaje respectivo, cuyas dimensiones fueron
una sección cuadrada de la cámara de combustión de 0.6m x 0.6m y una longitud de 1.35m. El
diámetro de los ductos de aire de carga fue de 6 cm, el del inyector de combustible fue de 3.5 mm y
el de aire de combustión se varió con los valores señalados en la Tabla 6.
31
a) b)
Figura 8. a) Esquema del horno de combustión sin llama simulado y b) mallado del esquema
computacional con simetría.
Con respecto a las condiciones de frontera, en las correspondientes corrientes de entrada al sistema
se especificaron los respectivos flujos másicos de cada sustancia, con una intensidad de turbulencia
de 10% la cual ha sido utilizada por diferentes autores que han simulado el mismo horno de
combustión sin llama [67][68], obteniendo buenos resultados, y un diámetro hidráulico igual al
diámetro real de cada corriente. En las paredes se especificó transferencia de calor por convección,
con un coeficiente convectivo de 10 W/m2K; y por conducción, ya que la pared del horno real está
aislada con manta de fibra de vidrio de 25 cm de espesor, la cual presenta las propiedades mostradas
en la Tabla 7, especificadas en el software.
Tabla 7.Propiedades térmicas de la manta de fibra de vidrio utilizada.
Propiedad Valor
Capacidad calorífica 1130 J/kgK
Conductividad térmica 0.32 W/mK
Densidad 240 kg/m3
El dominio computacional presenta simetría, por lo que solo se realizó el mallado de la mitad del
horno, como se muestra en la Figura 8 b. El mallado tiene 582000 elementos y se realizó de manera
estructurada, es decir, la discretización se realizó a partir de hexaedros con un crecimiento de 1.1 en
las paredes y refinamiento en las zonas donde hay altos gradientes, correspondiente a la zona próxima
al ingreso del aire, combustible y CO2.
32
El número de elementos se validó a partir de una independencia de mallado. Este procedimiento es
una parte fundamental en el proceso de simulación ya que con él se puede determinar la cantidad
adecuada de celdas que aseguren que la solución obtenida no es afectada de forma considerable al
aumentar la cantidad de celdas, haciendo que los resultados sean confiables en el menor tiempo
computacional posible. Para esto se realizaron tres mallados, uno sin refinar con 260.000 elementos,
uno refinado (Refinado 1) con 582000 y uno más fino (Refinado 2) con 1250000 elementos. Se
consideró como criterio el perfil de temperatura y velocidades sobre el eje central del horno para la
prueba de 100% gas natural, sin considerar la adición de CO2, como se muestra en la Figura 9. Como
se puede apreciar, el mallado sin refinar presenta una diferencia en el perfil de temperatura con
respecto a los otros mallados, mientras que las simulaciones realizadas con los dos mallados refinados
no presentan diferencias considerables, por lo que se optó trabajar con el de 582000 elementos. Cada
uno de los mallados cumplió con una relación de aspecto menor a 10, un “Skewness” menor a 0.85,
una calidad ortogonal mayor a 0.25 y un factor de crecimiento entre celdas menor al 20%. La relación
de aspecto es una medida del estiramiento de la celda, la cual, si es rectangular se define como la
razón entre el lado más largo y el lado más corto. El “Skewness” es la diferencia entre la forma de la
celda y la forma de una celda equilátera de volumen equivalente, donde celdas con altos valores de
este factor pueden decrecer la precisión y desestabilizar la solución. La calidad ortogonal está referida
a qué tan cerca están los ángulos entre las caras de los elementos adyacentes a un ángulo óptimo, el
cual depende de la topología de la celda.
a) b)
Figura 9. Resultados obtenidos de la independencia de mallado para los tres mallados realizados en
a) perfil de temperatura y b) perfil de velocidad.
Con respecto a los modelos utilizados, debido a que se busca solucionar un problema con naturaleza
tanto reactiva como turbulenta, se deben resolver las ecuaciones de Navier Stokes utilizando el
promedio de Favre. Para el cálculo del tensor de esfuerzos de Reynolds se utilizó el modelo k-ε
estándar con funciones de pared estándar, dejando los valores de las constantes del modelo iguales a
los que aparecen por defecto. Este modelo se utilizó debido a que ya ha sido validado por varios
autores y en proyectos sobre combustión sin llama realizados por el grupo GASURE, prediciendo
bien el comportamiento de la combustión sin llama [27][31][41][57][58][59] [60].
Como para este tipo de combustión las escalas del tiempo químico y el tiempo de mezclado turbulento
son comparables en magnitud, se optó por utilizar el modelo de Eddy Dissipation Concept para
predecir la interacción entre la cinética química y la turbulencia debido a su suposición de que las
reacciones ocurren dentro de las estructuras turbulentas en un tiempo finito, y a que ya ha sido
0
200
400
600
800
1000
1200
1400
0 200 400 600 800 1000 1200 1400
Tem
pera
tura
[K
]
x [mm]
Refinado 1
Refinado 2
Sin refinar
0
20
40
60
80
100
120
0 200 400 600 800 1000 1200 1400
Velo
cid
ad
[m
/s]
x [mm]
Refinado 1
Refinado 2
Sin refinar
33
validado por varios autores [57] [58] [59] [60][69][70]. Junto con este modelo se usó el algoritmo de
integración ISAT para el cual se fijó una tolerancia de 0.001 la cual es adecuada para la descripción
de campos de temperatura y las principales especies. Se utilizó el mecanismo químico de Westbrook
& Dryer [67][71] que consta de 5 pasos que contemplan las reacciones de disociación del H2O y el
CO2 a H2 y CO, respectivamente, junto con 2 reacciones que permiten la estimación de la cinética
del etano (C2H6) y el propano (C3H8), compuestos presentes en el gas natural. El mecanismo utilizado
se muestra en la Tabla 8.
Tabla 8. Mecanismo de reacción implementado en las simulaciones.
Reacción Orden de
reacción
Ao* B Ea/R
𝐶𝐻4 + 1.5 𝑂2 → 𝐶𝑂 + 2 𝐻2𝑂
[𝐶𝐻4]0.7[𝑂2]0.8 5.03*1011 0 24056
𝐶𝑂 + 0.5 𝑂2 → 𝐶𝑂2 [𝐶𝑂][𝑂2]0.25 2.21*108 0 5032
𝐶𝑂2 → 𝐶𝑂 + 0.5 𝑂2
[𝐶𝑂2] 1.1*1013 -0.97 39452
𝐻2 + 0.5 𝑂2 → 𝐻2𝑂
[𝐻2][𝑂2]0.5 7.91*1010 0 17609
𝐻2𝑂 → 𝐻2 + 0.5 𝑂2
[𝐻2𝑂] 3.48*1013 0 47907
𝐶2𝐻6 + 2.5𝑂2 → 2𝐶𝑂 + 3𝐻2𝑂 [𝐶2𝐻6]0.1[𝑂2]1.65 7.31*109 0 1.26*108
𝐶3𝐻8 + 3.5𝑂2 → 3𝐶𝑂 + 4𝐻2𝑂 [𝐶3𝐻8]0.1[𝑂2]1.65 5.62*109 0 1.26*108
*Ao[=] (mol/cc)1-x-z/s donde x y z son las potencias de las concentraciones.
Se utilizó el algoritmo SIMPLE para predecir el acople entre la presión y la velocidad. Para el
modelamiento de la radiación se utilizó el modelo de Ordenadas Discretas, ya que varios autores
muestran que presenta un mejor desempeño respecto a los demás modelos cuando se tiene dominios
multidimensionales, como es el caso del presente estudio [31][41][60] [70][72]. Para mejorar el poder
de predicción, se implementó el modelo de suma ponderada de gases grises (wsggm por sus siglas en
inglés) para determinar la absortividad de los gases.
La metodología con la que se llevó a cabo las simulaciones corresponde a la propuesta en [68], en la
que inicialmente toda la solución se desarrolló utilizando un esquema de discretización de primer
orden, aumentando el orden de las ecuaciones que soluciona el software de manera paulatina hasta
completar la solución final, como se muestra en la Tabla 9, donde k es la energía cinética turbulenta
y ε es la tasa de disipación de energía. Con esto se logra una mejor convergencia, donde el criterio
para continuar con el siguiente cálculo es que los residuales se establecieran en valores constantes,
mostrando la convergencia de la solución en el cálculo respectivo.
Tabla 9. Procedimiento llevado a cabo para la simulación propuesto por [68].
Cálculo Momento k ε Energía Especies Radiación Reacciones
1 Primer orden
No
No
2 Primer orden
Sí 3 Segundo orden Primer orden
4 Segundo orden Primer orden
5 Segundo orden Primer orden
34
6 Segundo orden Primer orden
7 Segundo orden
8 Segundo orden Primer orden
9 Segundo orden
Luego de completado el octavo cálculo se activó la ecuación de radiación solucionada con un
esquema de primer orden, y para el noveno se activó el segundo orden, donde se procedió a refinar
las divisiones espaciales del modelo de radiación como se muestra en la Tabla 10.
Tabla 10. Cálculos del refinamiento del modelo de radiación.
Cálculo Divisiones en la dirección θ Divisiones en la dirección φ Pixeles en θ Pixeles en φ
10 3 3 2 2
11 5 5 3 3
Para determinar la convergencia de las simulaciones, los residuales tuvieron valores menores a 10-3,
excepto para las ecuaciones de radiación y energía, que fueron menores a 10-6. En adición, el balance
de masa fue menor al 1% y el de energía menor al 5%, y se verificó que los monitores de temperatura
y fracción molar de CO2 no variaran entre iteraciones, como se muestra en la Figura 10.
a) b)
Figura 10. Monitores de a) temperatura promedio del horno y b) fracción molar de CO2 promedio
en el horno.
Para la estimación numérica de las especies contaminantes (CO y NO) se utilizó el pos procesamiento
de redes de reactores disponible en el software ANSYS- Fluent. Para esto, el software toma el perfil
de temperatura de la simulación ya convergida junto con el volumen de la cámara y con este genera
una red de reactores perfectamente agitado, cuya solución final permite estimar los agentes
contaminantes utilizando cinéticas químicas detalladas, sin utilizar tanto tiempo computacional como
el que tomaría si se utilizara este tipo de cinéticas desde el comienzo de las reacciones. Este tipo de
reactores perfectamente agitados sirven para modelar los procesos de combustión sin llama, debido a
que durante este régimen los gradientes de temperatura y distribución de especies son muy pequeños
entre coordenadas espaciales, generando condiciones de uniformidad propias del régimen; mientras
que este tipo de reactores asumen que las reacciones químicas ocurren de manera uniforme en todo
el reactor, siendo consistente con el fenómeno. Se muestra en la Figura 11 un modelo con 5 reactores,
en los que se observa que se toma las líneas de corriente para ubicar de manera conveniente los
reactores dentro del horno.
1040
1045
1050
1055
1060
1065
1070
1075
1080
130000 135000 140000 145000 150000 155000 160000
Tem
pera
tura
[K
]
Iteración
0.1
0.102
0.104
0.106
0.108
0.11
130000 135000 140000 145000 150000 155000 160000
Fra
cció
n m
ola
r d
e C
O2
[-]
Iteración
35
a) b)
Figura 11. a) Esquema de las redes de reactores para la predicción de agentes contaminantes en el
proceso de combustión sin llama y b) independencia de reactores.
Debido a que la solución varía acorde al número de reactores con el que va a realizar el pos
procesamiento, es necesario realizar una independencia de número de reactores para garantizar que
la simulación no va a cambiar al aumentar este parámetro, obteniendo valores confiables con el menor
tiempo computacional posible. Los resultados obtenidos de la independencia realizada se muestran
en la Figura 11b, en la que se realizó el procedimiento para 500, 800, 1000 y 1200 reactores, donde
como se observa, entre 1000 y 1200 reactores los valores de la emisión de tanto NO como de CO no
varían significativamente, por lo que se optó trabajar con 1000 reactores.
0
2
4
6
8
10
12
14
16
0.000
0.005
0.010
0.015
0.020
0.025
0.030
0.035
0.040
500 800 1000 1200
CO
[p
pm
]
NO
[p
pm
]
Número de reactores
NO CO
36
5. RESULTADOS
5.1 Resultados numéricos y experimentales a carga fija.
5.1.1 Obtención del régimen de combustión sin llama y estudio de
inestabilidades por cambio del factor de aireación.
Para iniciar las pruebas de combustión sin llama es necesario llevar las paredes del horno por encima
de la temperatura de autoignición del combustible. Para esto, fue necesario iniciar todas las pruebas
en modo llama, monitoreando constantemente la temperatura interna hasta obtener valores superiores
a los 900°C con los que se garantizó la obtención del régimen, ya que la temperatura de ignición del
gas natural es de aproximadamente 650°C. Para verificar que el sistema alcanzaba el régimen, se
realizaron inspecciones visuales a través de los accesos ópticos del horno y se monitoreó
constantemente la concentración de los productos de combustión, ya que por no presentar llama, la
inspección visual no es suficiente. Se muestra en la Figura 12 la inspección realizada en ambas
pruebas, donde se observa la misma ventana en ambos regímenes de combustión.
a) b)
Figura 12. Inspección visual de a) combustión con llama y b) combustión sin llama.
Parte de los objetivos del trabajo es evaluar los flujos de CO2 a los cuales el régimen de combustión
sin llama presenta inestabilidades bien sea por pérdida de uniformidad térmica, alta emisión de
agentes contaminantes o por extinción de reacción, o Quenching. Para evaluar únicamente el efecto
que tiene el flujo de CO2 añadido a través de una fuente externa sobre la estabilidad del régimen, se
dejó fijo los demás parámetros variando únicamente el flujo de CO2 con los valores especificados en
la Tabla 6. De esta manera, se trabajó a una potencia térmica de 20 kW, a un factor de aireación de
1.2 y a un caudal de aire de carga de 101 m3st/h, por lo que estas pruebas no buscaban simular el
proceso de calcinación, ya que en este un aumento en el caudal de CO2 añadido por una fuente externa
sería consecuencias de un aumento en la tasa de alimentación de piedra caliza, y por ende un aumento
en el aire de carga. Sin embargo, al aumentar gradualmente la cantidad añadida de CO2 al régimen de
combustión bajo estas condiciones, hasta llegar al valor máximo que permitió el sistema de
alimentación de este compuesto en las pruebas (9.52 kg/h), se observó que no se presentaron
problemas de inestabilidades al comprobar la uniformidad térmica del plano central del horno y las
bajas emisiones de NOx y CO características del régimen. Este flujo máximo es 3.11 veces menor al
flujo másico de aire de combustión añadido al sistema para n=1.2, correspondiente a 29.65 kg/h.
Además, se tomó la intensidad de emisión del radical OH a partir de la quimioluminiscencia
espontánea del mismo, la cual fue captada a partir de una cámara ICCD con filtros especiales. Como
se observa en la Figura 13, se presentó una alta uniformidad de este perfil para todos los flujos de
37
CO2 evaluados, lo cual muestra que las reacciones se dan en todo el volumen de la cámara, siendo
esto característico del régimen. Además, se evidencia que a medida que aumenta la cantidad de CO2
añadido, se presenta una disminución en la intensidad de emisión del radical OH, debido al efecto
térmico que este compuesto genera sobre el sistema.
Figura 13. Perfil de emisión del radical OH medido para n=1.2 y a diferentes tasas de alimentación
de CO2.
Por este motivo, se decidió variar el factor de aireación hasta encontrar un límite máximo de este
parámetro en el que el sistema presenta inestabilidades sin la adición de CO2, para así trabajar cerca
a este valor y por ende desestabilizar más fácilmente el régimen. Al aumentar gradualmente el exceso
de aire, se encontró que en un límite del 30% (n=1.3) en el que el sistema presenta destellos de llama,
indicando la pérdida del régimen. El realizar la simulación numérica bajo estas condiciones, se
encontró que si bien el sistema presenta alta uniformidad térmica, en la zona cercana al quemador se
presenta un alto gradiente de temperatura, como se muestra en la Figura 14. Se decidió así repetir
todas las pruebas a un factor de aireación de 1.25, encontrando que a estas condiciones tampoco se
desestabiliza el régimen bajo las mismas tasas de alimentación de CO2. Así, se optó por añadir el
máximo caudal de CO2 para el factor de aireación de 1.3, comprobando de manera visual que los
destellos de llama desaparecen, retomando nuevamente al régimen de combustión sin llama. Este se
evidencia en la Figura 15, donde se observa la situación descrita antes y después de añadir el CO2
justo debajo de la zona donde se producen los destellos.
Figura 14. Perfil de temperatura del plano de simetría para n=1.3, mCO2=0 kg/h.
El efecto de los destellos fue estudiado anteriormente en [67] donde se evaluó las consecuencias del
contenido de hidrógeno y del cambio del factor de aireación sobre la estabilidad del régimen de
38
combustión sin llama, en el mismo horno en el que se realizó las pruebas del presente trabajo. En este
trabajo se observó que al aumentar gradualmente el factor de aireación ingresado al proceso, se
generan destellos de llama similares a los obtenidos en el presente trabajo. Estos destellos aparecen
posiblemente debido a que al aumentar el factor de aireación, se genera un aumento en la
concentración de oxígeno en la zona de reacción, lo que genera una pérdida del régimen de
combustión sin llama, ya que este régimen requiere de bajas concentraciones de O2.
a) n=1.3
mCO2=0 kg/h
b) n=1.3
mCO2=9.53 kg/h
Figura 15. a) Desestabilización del régimen de combustión sin llama a n=1.3 y b) Estabilización
del régimen añadiendo CO2.
5.1.2 Estudio experimental de la adición de CO2 y del cambio del factor
de aireación sobre el perfil de temperatura.
Se muestra en la Figura 16 a y b el perfil de temperatura medido en el plano central del horno de
combustión sin llama para un exceso de 20 y 25% de aire de combustión, respectivamente, a 0, 1.2,
1.52, y 9.53 kg/h de CO2 por una fuente externa ubicada en la línea central del horno a 22 cm del
quemador, y se presentan los resultados obtenidos para ambos factores de aireación en modo llama
sin la adición de CO2, para de esta manera comparar las características de ambos regímenes. Como
se puede apreciar, en el régimen de combustión con llama se presentan altos gradientes de temperatura
debido a que la combustión se da en un volumen definido por el frente de llama, por lo que a medida
que los productos de combustión avanzan a lo largo de la cámara e intercambian calor con la carga
calórica y los alrededores, pierden calor sensible visualizado en una disminución en la temperatura a
medida que avanzan a lo largo de la cámara. De esta manera, en la zona próxima al quemador (x=0
m) se tiene una temperatura en modo llama de 1225 K y 1222 K para n=1.2 y 1.25, respectivamente,
mientras que en la zona próxima a la salida de los gases (x=1.2 m) se alcanzan temperaturas de 1018
K y 1013 K, mostrando gradientes de temperatura de 207 K y 209 K para n=1.2 y 1.25,
respectivamente.
Por otro lado, se observa que independientemente el factor de aireación y la cantidad de CO2 añadido
al sistema, se presenta una alta uniformidad térmica para las pruebas de combustión sin llama,
confirmando que no hay una zona concentrada de reacción, sino que las reacciones se están dando de
manera distribuida a lo largo de la cámara de combustión, generando gradientes no mayores a 30 K
durante todas las pruebas. Además, se observa que independientemente el factor de aireación
39
utilizado, a medida que se añade CO2 al sistema se presenta una disminución considerable de la
temperatura en el plano central del horno, lo cual se debe a que este compuesto posee una alta
capacidad calorífica, absortividad y emisividad, actuando como un refrigerante dentro del horno.
Se observa en la Figura 16 c las pruebas desarrolladas en modo combustión sin llama para las
diferentes tasas de alimentación de CO2 y a los factores de aireación de 1.2 y 1.25, para así evaluar
comparativamente el efecto que tiene el exceso de aire de combustión a las diferentes tasas de
alimentación de este compuesto. Como se puede apreciar, para todos los flujos de alimentación de
CO2 evaluados se presentó una disminución en la temperatura medida en los puntos de la línea central
del horno a medida que se aumenta el factor de aireación. Esto se debe a que dejando la potencia
térmica constante, al aumentar este factor se genera un aumento en el impuso de la corriente de aire,
lo cual genera una mayor corriente de recirculación, que disminuye la concentración de O2 en la zona
de reacción. Esto se evalúa además a partir de la Figura 16 f, en la que a partir de cálculos de equilibrio
químico llevados a cabo en el software ANSYS- Chemkin se evaluó el efecto que tiene tanto la
adición de CO2 como el factor de aireación sobre la temperatura de llama adiabática, la cual es una
temperatura que si bien no se alcanza en ningún proceso real de combustión, permite evaluar de
manera teórica el efecto que tienen los diferentes parámetros sobre la temperatura global del proceso,
confirmando que tanto la adición de CO2 como el aumento del exceso de aire tienen un efecto directo
sobre la disminución de la temperatura.
De esta manera, como se observa en la Figura 16 c la cual muestra la temperatura promedio de todos
los puntos medidos durante las pruebas, siendo este un factor útil debido a la gran uniformidad térmica
que caracteriza el régimen, se presentan temperaturas de 1133 K, 1091K, 1076 K, 1051 K para los
flujos de 0, 1.2, 1.52 y 9.53 kg/h de CO2, respectivamente, para un factor de aireación de 1.2 y de
1114 K, 1053 K, 1050 K y 1018 K para los mismos flujos respectivos de CO2 para un factor de
aireación de 1.25, confirmando la dependencia que tiene la temperatura con ambos factores, siendo
más significativo el efecto que tiene el exceso de aire, lo cual se debe a la magnitud de los flujos
másicos que esto representa, ya que, para tener una idea de esto, para un factor de 1.2 y a la potencia
térmica de 20 kW, el flujo másico de aire de combustión es de 29.65 kg/h, un flujo 3.1 veces mayor
al máximo flujo de CO2 añadido (9.53 kg/h). Además, se observa en la Figura 16e los perfiles de
temperatura medidos sobre la línea central del horno para un exceso del 30% de aire de combustión
para las tasas de alimentación de 0 y 9.53 kg/h de CO2. En esta se aprecia que para la tasa de 0 kg/h
de CO2 añadido al sistema se presenta un pico máximo, el cual estuvo ubicado justo en la zona en la
que se presentan los destellos de llama mostrados en la Figura 15 a. Sin embargo, el perfil de
temperatura no muestra una gran des uniformidad térmica, presentando gradientes no mayores a 43
K, confirmándose la pérdida del régimen por la inspección visual.
40
a) n=1.2 b) n=1.25
c) n=1.2 y 1.25 d) n=1.2 y 1.25
e) n=1.3 f) n=1.2, 1.25 y 1.3
Figura 16. Perfiles de temperatura experimentales en modo combustión sin llama a diferentes flujos
de CO2 para a) n=1.2, b) n=1.25 y c) n=1.2 y 1.25; d) temperatura promedio experimental para
n=1.2 y 1.25, e) perfil de temperatura experimental para n=1.3 desestabilizado y estabilizado con
CO2 y f) temperatura de llama adiabática en función del flujo másico de CO2 para el gas natural
utilizado a diferentes factores de aireación.
900
950
1000
1050
1100
1150
1200
1250
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4
Tem
peratu
ra c
en
tral[
K]
x [m]
T-exp @ 0 kg/h CO2, n=1.2
T-exp @ 1.2 kg/h CO2, n=1.2
T- exp @ 1.52 kg/h CO2, n=1.2
T- exp @Flame mode, n=1.2
900
950
1000
1050
1100
1150
1200
1250
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4
Tem
peratu
ra c
en
tral
[K]
x [m]
T-exp @ 0 kg/h CO2, n=1.25T-exp @ 1.2 kg/h CO2, n=1.25T-exp @ 1.52 kg/h CO2, n=1.25T-exp @Flame mode, n=1.25
900
950
1000
1050
1100
1150
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4
Tem
pera
tura
cen
tra
l [K
]
x [m]
T-exp @ 0 kg/h CO2, n=1.2
T-exp @ 0 kg/h CO2, n=1.25
T-exp @ 1.2 kg/h CO2, n=1.2
T-exp @ 1.2 kg/h CO2, n=1.25
T- exp @ 1.52 kg/h CO2, n=1.2
T-exp @ 1.52 kg/h CO2, n=1.25
1133
1091
1076
1051
1114
1052 1050
1018
960
980
1000
1020
1040
1060
1080
1100
1120
1140
1160
0 kg/h 1.20 kg/h 1.52 kg/h 9.53 kg/h
Tem
pera
tura
prom
ed
io [
K]
Flujos de CO2
n=1.2
n=1.25
950
1000
1050
1100
1150
1200
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4
Tem
peratu
ra
lin
ea
cen
tra
l [K
]
Distancia al quemador [m]
0 kg/h CO2
9.53 kg/h CO2
1600
1650
1700
1750
1800
1850
1900
1950
2000
2050
2100
0 2 4 6 8 10 12
Tem
peratu
ra d
e l
lam
a a
dia
bá
tica
[K
]
Flujo de CO2 [kg/h]
n=1.2
n=1.25
n=1.3
41
Por otro lado, al añadir el máximo flujo de CO2 al sistema, se presenta una disminución de temperatura
en cada uno de los puntos medidos, como es de esperarse, y se presenta una tendencia a uniformizar
un poco más el sistema de combustión, pudiendo retomar el régimen como se observa en la Figura
15 b, lo cual se puede deber a que a altos excesos de aire la concentración de oxígeno aumenta por
encima de los valores en los que se da el régimen de combustión sin llama, presentando la formación
de destellos de llama, por lo que al añadir CO2 al sistema y generar la posterior dilución, se retoman
los valores de concentración de oxígeno requeridos por el régimen y por ende se vuelve a la condición
sin llama. Esto es de gran importancia debido a que muestra que el CO2 puede ayudar a estabilizar el
régimen a altos excesos de aire, además de indicar que el sistema permite más adición de este
compuesto a altos factores de aireación ya que la dilución de oxígeno no debe ser demasiado alta,
como se muestra en la Figura 5, por lo que a medida que se aumenta el exceso de aire, mayor será la
cantidad de CO2 que el sistema puede permitir para mantener concentraciones adecuadas. Sin
embargo, no es conveniente aumentar mucho el factor de aireación, ya que esto tiende a disminuir la
eficiencia de combustión como consecuencia del aumento de las pérdidas por calor sensible de los
humos.
El resultado anterior, con relación a un proceso real de calcinación en los que la relación aire de
combustión/ CO2 liberado está entre 5-9 kgair/kgCO2, da señales de que es posible introducir más piedra
caliza (y por ende generar más CO2 que pasa a diluir el sistema de combustión) con respecto a los
aspectos dilutivos, pero es importante considerar que si la alimentación de CO2 se aumenta de manera
indiscriminada, la temperatura del horno tiende a disminuir y si esta disminución es muy considerable,
es posible que se pierda el régimen de combustión por factores térmicos, por lo que es importante
evaluar los límites de adición.
5.1.3 Validación de los resultados obtenidos de manera numérica y
experimental a partir del perfil de temperatura.
Para validar de manera experimental los modelos utilizados en las simulaciones, se replicó de manera
numérica todos los puntos desarrollados en los experimentos a partir de simulaciones CFD. Como se
muestra en la Figura 17, se presentan los resultados para las pruebas con n=1.2 y n=1.25 a los flujos
de CO2 evaluados de manera experimental. Sin embargo, para las simulaciones correspondientes al
flujo de 9.53 kg/h de CO2 para todos los factores de aireación se presentó un apagado, visualizado a
partir de la disminución súbita de la temperatura global dentro del horno, hasta alcanzar temperaturas
por debajo de la temperatura de autoignición de combustible. Esto se puede deber a que se utilizó un
mecanismo global de reacción, mostrado en la Tabla 8, el cual no contempla la producción de
radicales que permiten la predicción más acertada de la tendencia de las reacciones dentro de los
sistemas de combustión, siendo adecuados para predecir fenómenos límites de combustión, como lo
es la extinción de la reacción o Quenching.
No obstante lo anterior, como se muestra en la Figura 17, que presenta el perfil de temperatura medido
en el plano central de manera tanto numérica como experimental para los diferentes flujos de CO2
evaluados en el trabajo para los factores de aireación de 1.2 y 1.25, el modelo de simulación
implementado y especificado en la sección de metodología numérica tuvo una predicción aceptable,
mostrando desviaciones máximas entre los resultados numéricos y experimentales de 24K, 26K y
30K para n=1.2 a 0 kg/h, 1.2 kg/h y 1.52 kg/h de CO2, respectivamente y de 34K, 35K, 29K para
n=1.25 a los mismos flujos respectivos de CO2. Estas desviaciones se presentan principalmente en el
42
segundo punto de medición ubicado en x=0.28 m, el cual es el más cercano a la inyección de CO2, lo
cual se puede deber al modelo de turbulencia utilizado (k-ε estándar), ya que en la literatura se muestra
que este modelo presenta desviaciones en las zonas cercanas al quemador, y en el caso del presente
trabajo, esta zona se ve además afectada por el impulso generado por la corriente de CO2, lo que
complica la predicción computacional.
Se observa además que los perfiles obtenidos de manera numérica comienzan desde una temperatura
de 300 K. Esto se debe a la condición de frontera especificada en x=0 m en el plano central del horno,
cuya coordenada corresponde con la inyección del combustible, el cual se encuentra a dicha
temperatura. Experimentalmente no se tomó los datos en este punto, por lo que el perfil experimental
no comienza desde esta temperatura.
a) b) c)
d) e) f)
Figura 17. Comparación entre los resultados obtenidos de manera numérica y experimental a)
n=1.2, mCO2= 0 kg/h, b) n=1.2, mCO2= 1.2 kg/h, c) n=1.2, mCO2= 1.52 kg/h, d) n=1.25, mCO2= 0
kg/h, e) n=1.25, mCO2= 1.2 kg/h y f) n=1.25, mCO2= 1.52 kg/h.
Estos datos confirman que la simulación CFD bajo los modelos especificados, predice de manera
acertada el fenómeno de combustión sin llama y las tendencias que genera la adición de CO2 al
sistema, obteniendo que a medida que se aumenta tanto la tasa de alimentación de CO2 como el factor
de aireación al pasar de 1.2 a 1.25, se genera una disminución considerable de la temperatura, por los
factores analizados anteriormente.
Para confirmar las tendencias mostradas anteriormente, se muestra en la Figura 18 los contornos de
temperatura del plano central del horno de combustión sin llama para los factores de aireación de 1.2
y 1.25 y para los flujos de CO2 de 0, 1.2 y 1.52 kg/h. Como se puede apreciar, se genera una alta
uniformidad térmica característica del régimen de combustión sin llama, ya que durante la
combustión convencional se verían altos picos de temperatura cerca de la zona del quemador,
300
400
500
600
700
800
900
1000
1100
1200
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4
Tem
peratu
ra c
en
tra
l [K
]
x [m]
T-num @ 0kg/h CO2, n=1.2
T-exp @ 0kg/h CO2, n=1.2
300
400
500
600
700
800
900
1000
1100
1200
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4
Tem
peratu
ra c
en
tra
l [K
]
x [m]
T-num @ 1.2 kg/h CO2, n=1.2
T-exp @ 1.2 kg/h CO2, n=1.2
300
400
500
600
700
800
900
1000
1100
1200
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4
Tem
peratu
ra c
en
tra
l [K
]
x [m]
T- num @1.52 kg/h CO2, n=1.2
T-exp @ 1.52 kg/h CO2, n=1.2
300
400
500
600
700
800
900
1000
1100
1200
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4
Tem
pera
tura
cen
tra
l [K
]
x [m]
T-num @ 0kg/h CO2, n=1.25
T- exp @ 0 kg/h CO2, n=1.25
300
400
500
600
700
800
900
1000
1100
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4
Tem
peratu
ra c
en
tral [K
]
x [m]
T- num @ 1.2 kg/h CO2, n=1.25
T-exp @ 1.2 kg/h CO2, n=1.25
300
400
500
600
700
800
900
1000
1100
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4
Tem
peratu
ra c
en
tral [K
]
x [m]
T-num @ 1.52
kg/h CO2, n=1.25
43
mostrando la presencia de un frente de llama definido, mientras que en la combustión sin llama se
presenta un perfil uniforme a lo largo de todo el horno. Se confirma además de manera visual el efecto
que tiene el factor de aireación y la tasa de alimentación de CO2, mostrando una disminución
considerable de la temperatura a medida que aumentan ambos factores.
Figura 18. Contornos de temperatura en el plano central para n=1.2 y 1.25 para los flujos de 0, 1.2,
1.52 kg/h de CO2.
Debido a que, en un proceso real de calcinación, la reacción se comienza luego de que la presión de
descomposición de la piedra supera la presión parcial de CO2 en el horno, lo cual se alcanza a altas
temperaturas, se realizó la simulación para un flujo de CO2 de 1.2 kg/h para n=1.2 a las temperaturas
de 373 K, 773 K y 1173 K, como se observa en la Figura 19, en la que se muestra que el aumento de
la temperatura de alimentación de CO2 tiene un efecto directo sobre la temperatura global del horno,
como consecuencia del calor sensible que lleva esta corriente. Sin embargo, debido al bajo flujo
másico de CO2 en el sistema respecto al flujo másico de aire de combustión, este efecto no es muy
significativo, aunque se espera que el sistema permita más flujo de este compuesto antes de presentar
inestabilidades.
44
Figura 19. Perfil de temperatura para mCO2= 1.2 kg/h, n=1.2 a diferentes temperaturas.
5.1.4 Caracterización numérica de la zona de reacción a partir del perfil
de CO.
Para caracterizar la zona de reacción se hace uso del perfil de CO a lo largo del horno de combustión
sin llama obtenido de manera numérica a partir de simulación CFD, donde es posible estimar la
longitud de la zona de reacción a partir del contorno de este compuesto y de esta manera evaluar a
qué condiciones las reacciones químicas se dan más lentamente. Como se aprecia en la Figura 20 a y
b, para todas las condiciones evaluadas se presenta un aumento considerable de la concentración de
CO hasta un punto máximo en el que el CO disminuye drásticamente. Como se observa, se obtuvo
valores máximos de 459, 371 y 351 ppm para los flujos de 1.52, 1.2 y 0 kg/h de CO2 para un factor
de aireación de 1.2 y de 499, 482 y 422 ppm para los mismos flujos respectivos de CO2 pero para un
factor de aireación de 1.25. Como se aprecia, para cada correspondiente flujo de CO2 se obtiene que
a medida que se aumenta el factor de aireación se genera un aumento en el máximo de CO, lo cual se
debe a que la cinética química de la producción de este compuesto durante la combustión de
hidrocarburos no solo es función de la concentración de oxígeno en la zona de reacción, sino también
de la temperatura del proceso, por lo que una disminución de esta puede generar que gran parte de
este compuesto no se oxide completamente durante la reacción.
Esto mismo explica la tendencia que tiene el sistema con la adición de CO2, ya que como se observa,
el valor máximo aumenta con la adición de este independientemente el factor de aireación utilizado.
Sin embargo, respecto a la posición espacial de cada uno de los máximos, se esperaría que debido a
las bajas temperaturas las reacciones tomaran una mayor longitud a medida que se aumenta la
cantidad de CO2 añadido al sistema, debido al efecto que esto tiene sobre el tiempo de retraso a la
ignición, como se muestra en la Figura 20 d en la que se obtuvo de manera numérica, utilizando el
software ANSYS-Chemkin con el mecanismo de reacción GRI 3.0, que a medida que se aumenta el
45
flujo másico de CO2 y el factor de aireación añadido al sistema, se genera un aumento en el tiempo
de retraso, indicando que las reacciones se dan de manera más lenta.
Sin embargo, como se aprecia en la Figura 20c, a medida que se aumenta el flujo másico de CO2
añadido al sistema, la longitud de la zona de reacción tiende a disminuir. Este efecto se genera por el
impulso que genera la corriente de CO2, el cual interactúa dinámicamente con los jets de combustible
y aire, levantando la zona de reacción. Sin embargo, como se observa en el contorno de CO, a medida
que se aumenta el flujo de CO2 se aumenta la concentración de CO, indicando que las reacciones se
dan más lentamente.
a) b)
c) d)
Figura 20. Perfil de concentración de CO a lo largo del horno a diferentes flujos de CO2 para a)
n=1.2 y b) n=1.25; c) Contornos de CO en el plano de simetría para n=1.2 y 1.25 para los flujos de
0, 1.2, 1.52 kg/h de CO2 y d) Tiempo de retraso a la ignición para n=1.2, 1.25 y 1.3 a diferentes
flujos de CO2.
5.1.5 Efecto de la adición de CO2 sobre la emisión de NOx y CO.
Para evaluar el efecto que tiene tanto el factor de aireación como la adición de CO2 sobre la emisión
de NO y CO en condiciones de equilibrio y a la salida del horno, se midió la concentración en base
seca de estos compuestos a la salida de la chimenea del horno. Debido a que las concentraciones están
referidas a la cantidad de compuesto generado por cantidad de humos secos presentes en los productos
de combustión, para comparar la cantidad de cada compuesto generado se normalizó los valores
registrados en los analizadores a una condición de alimentación de aire en condiciones
estequiométricas y sin adición de CO2. De esta manera, se obtienen los resultados mostrados en la
30
80
130
180
230
280
330
380
430
480
0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2
Con
cen
tració
n d
e C
O [
pp
m]
x [m]
0 kg/h CO2
1.2 kg/h CO2
1.52 kg/h CO2
30
80
130
180
230
280
330
380
430
480
0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2
Con
cen
tració
n d
e C
O [
pp
m]
x [m]
0 kg/h CO2
1.2 kg/h CO2
1.52 kg/h CO2
24
25
25
26
26
27
27
28
28
29
29
0 2 4 6 8 10 12
Tie
mp
o d
e r
etr
aso
a l
a g
nic
ión
[ms]
Flujo de CO2 [kg/h]
n=1.3
n=1.25
n=1.2
46
Figura 21. Se observa el efecto directo que tiene la adición de CO2 sobre la emisión de NO en el
sistema, mostrando que para los tres factores de aireación evaluados, se presenta una disminución en
la emisión de este compuesto a medida que se aumenta la cantidad de CO2 añadido, obteniendo
valores de 13.4, 9.9, 9.2 y 2.8 ppm para n=1.2, de 11.9, 9.3, 7.7, 2.4 ppm para n=1.25 para los valores
de 0, 1.2, 1.52 y 9.53 kg/h de CO2 añadidos al sistema, respectivamente, y valores de 14.4 y 3.3 ppm
para n=1.3 para los flujos de 0 y 9.53 kg/h de CO2, respectivamente.
Se muestra en las Figura 21 c y d la comparación entre las emisiones de CO y NO obtenidas de manera
experimental y numérica, utilizando las redes de reactores especificadas en la metodología. Como se
aprecia, las simulaciones captan la tendencia de disminuir el NO y aumentar el CO a medida que se
incrementa el flujo de CO2 en el sistema, mas no tiene buenas predicciones respecto al valor obtenido.
Esto se puede deber a que si bien se utilizó un mecanismo químico detallado en las redes de reactores,
este no se tuvo en cuenta desde el principio de la simulación, en cuyo caso el software calcularía la
cinética en cada una de las celdas del mallado computacional (aproximadamente 582000 elementos)
y la integraría con la turbulencia a partir del modelo EDC. Por el contrario, el uso de las redes de
reactores se realiza como un pos procesamiento, el cual simplifica los cálculos a solo 1000 reactores
(según la independencia de reactores realizada) y solo toma la estimación del perfil de temperatura
obtenido con el mecanismo global, para a partir de este estimar la emisión de CO y NO, lo cual
muestra una simplificación considerable del problema ya que no tiene en cuenta la fluidodinámica
del proceso para el cálculo. Además, teniendo en cuenta el orden de magnitud de las emisiones (del
orden de partes por millón), es complicado obtener un valor preciso de las emisiones debido a que el
software soluciona las ecuaciones a partir de métodos numéricos, los cuales tienen una tolerancia
computacional que dificulta la predicción a tan bajas emisiones (considerando que 1 ppm= 0.000001
mol/mol). Por esto, se aconseja implementar el mecanismo detallado desde el principio de las
simulaciones, lo cual no fue posible en el posible trabajo debido al gran número de simulaciones
requeridas, ya que esta implementación trae como consecuencia un aumento muy considerable en el
tiempo computacional.
a) NO b) CO
13.4
9.9 9.2
2.8
11.9
9.3
7.7
2.4
14.4
3.3
0.0
2.0
4.0
6.0
8.0
10.0
12.0
14.0
16.0
0 1.2 1.52 9.53
NO
[p
pm
]
Flujo de CO2 [kg/h]
n=1.2
n=1.25
n=1.3
Punto
inestable
Estabilización
con CO233.4
39.8
42.2 44.2
39.1
43.3 43.946.5
41.7
57.6
0.0
10.0
20.0
30.0
40.0
50.0
60.0
70.0
0 1.2 1.52 9.53
CO
[p
pm
]
Flujo de CO2 [kg/h]
Punto
inestable
Estabilización con CO2
47
c) n=1.2 d) n=1.25
Figura 21. Emisiones experimentales en chimenea para diferentes flujos de CO2 de a) NO y b) CO
y emisiones numéricas y experimentales para c) n=1.25 y d) n=1.25.
El comportamiento anteriormente descrito, se puede explicar debido a que uno de los principales
mecanismos de formación del NO es a partir del efecto térmico, caracterizado por el mecanismo de
reacción de Zeldovich en el que se establece que la formación de este compuesto se favorece
principalmente a altas temperaturas, por lo que al disminuir esta se disminuye la emisión de este
compuesto. Esta es precisamente la ventaja que tiene el régimen de combustión sin llama, ya que al
darse de manera distribuida en todo el volumen de la cámara de combustión, no se presentan picos
altos de temperatura y por ende se reduce la cantidad de NO emitido.
Sin embargo, se evidencia que para un factor de aireación de 1.3 se presenta una mayor emisión de
NO respecto a los otros factores de aireación, lo cual se puede dar debido a las altas temperaturas que
generan los destellos de llama, comprobando nuevamente la inestabilidad del régimen bajo estas
condiciones. Al añadirle los 9.53 kg/h de CO2, se obtiene una disminución considerable de la emisión
de NO por el efecto térmico que genera, pero sus emisiones siguen siendo mayores a los otros factores
de aireación a esta misma tasa de alimentación de CO2.
Durante las pruebas experimentales, para realizar un análisis comparativo se midió la emisión de NO
y CO en la configuración modo llama sin la adición de CO2, obteniendo los resultados mostrados en
las Figura 22 a y b. Como se observa, se obtienen valores de 84.01 y 86.90 ppm en la configuración
con llama para n=1.2 y n=1.25, respetivamente, mientras que para modo sin llama se obtienen
concentraciones de 13.36 y 11.89 ppm para ambos factores de aireación, mostrando una reducción de
6.3 y 7.3 veces la cantidad de NO emitido sin la adición de CO2 para n=1.2 y 1.25, respectivamente,
comprobando la obtención del régimen vía agentes contaminantes. Además, se obtiene una
concentración de CO de 25.9 y 33.3 ppm en modo llama para n=1.2 y n=1.25, respectivamente, y de
33.4 y 39.1 ppm en modo sin llama, mostrando aumentos del 29% y 17% en modo sin llama. Esto se
debe principalmente a las bajas temperaturas y a la dilución de oxígeno en la zona de reacción, como
consecuencia de las corrientes de recirculación de productos de combustión.
1.4
4.95.5
33.4
39.842.2
1.8
13.4
9.9 9.2
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
0 1.2 1.52
Con
cen
tració
n [
pp
m]
Flujo de CO2 [kg/h]
CO num
CO exp
NO num
NO exp
1.8
5.56.1
39.1
43.3 43.9
1.4
11.99.3
7.7
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
0 1.2 1.52
Con
cen
tració
n [
pp
m]
Flujo de CO2 [kg/h]
Co num
CO exp
NO num
NO exp
48
a) b)
Figura 22. Concentración de a) NO y b) CO a la salida de la chimenea para el modo llama y modo
sin llama para n=1.2 y n=1.25.
Con respecto a la emisión de CO, como se muestra en la Figura 21 b, se obtienen valores de 33.4,
39.8, 42.2 y 44.2 ppm para los flujos de 0, 1.2, 1.52 y 9.53 kg/h de CO2, respectivamente, para un
exceso de aire del 20%, valores de 39.1, 43.3, 43.9 y 46.5 ppm para los mismos flujos pero para un
25% de exceso de aire y de 41.7 y 57.6 ppm para los flujos de 0 y 9.53 kg/h de CO2 para un 30% de
exceso. De esta manera se confirma que a medida que aumenta tanto el factor de aireación como la
tasa de alimentación de CO2 al sistema, se genera una mayor emisión de CO en el horno de
combustión sin llama, debido a la disminución considerable que generan ambos factores sobre la
temperatura del proceso.
5.1.6 Efecto de la adición de CO2 y del factor de aireación sobre el balance
de energía y la transferencia de calor hacia la carga.
Para garantizar que los datos obtenidos de manera experimental sí fueron confiables y a su vez para
observar hacia donde se va la mayor parte de calor aportado por el combustible, se realizó el balance
de energía para una potencia térmica de 20 kW con base al PCI del gas natural para los casos de n=1.2
y 1.25, como se observa en la Figura 23 a y b, respectivamente. En estas se observa el porcentaje de
calor que se va a la carga térmica (potencia útil), a los humos, las paredes y el desbalance, el cual
obtuvo valores por debajo del 6.1% para todas las pruebas, lo cual muestra la confiabilidad de los
datos experimentales. La potencia útil se midió al calcular el calor sensible ganado por el aire de
carga, el cual se calculó a partir del flujo másico del mismo y de la diferencia de temperatura entre la
entrada y la salida de los tubos. El calor perdido en los humos se calculó como el calor sensible que
llevan los mismos, el cual se obtuvo a partir de la temperatura de salida y de la composición química
medida con los analizadores de gases, mientras que el calor perdido por las paredes se calculó a partir
de imágenes termográficas, las cuales permiten obtener las temperaturas en cada uno de los puntos
de las paredes, con las que es posible calcular a partir de la Ley de Stefan- Boltzmann y de la ecuación
de convección el calor cedido por radiación y convección, respectivamente.
84.0186.90
13.36 11.89
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
1.2 1.25
Con
cen
tració
n d
e N
O [
pp
m]
Factor de aireación (n) [-]
Modo
llama
Modo
sin
llama
25.9
33.333.4
39.1
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
1.2 1.25
Con
cen
tració
n d
e C
O [
pp
m]
Factor de aireación (n) [-]
Modo
llama
Modo
sin
llama
49
a) n=1.2 b) n=1.25
Figura 23. Balance de energía en el sistema de combustión sin llama a diferentes tasas de
alimentación de CO2 y a) n=1.2 y b) n=1.25.
Como se aprecia, para ambos factores de aireación y todos los flujos de CO2 evaluados, se obtiene
que la mayor cantidad de calor aportado por el combustible se va como calor sensible en los humos.
Esto debido a que no se utilizó el horno a carga máxima ni con recuperación de calor, ya que no era
parte de los objetivos del trabajo, trayendo como consecuencia una alta temperatura de salida de los
productos de combustión, lo que representaría en un proceso real una pérdida de energía.
Además, se aprecia que para ambos factores de aireación, a medida que se aumenta el flujo másico
de CO2 añadido al sistema, el calor que tienen los humos aumenta como consecuencia de la alta
capacidad calorífica que posee este compuesto, aumentando el calor sensible que llevan los productos
de combustión. De igual forma, se puede observar que a medida que se aumenta el factor de aireación
la cantidad de energía que se pierde en los humos aumenta como consecuencia del aumento de la
masa de los mismos, lo cual representa una ineficiencia para el sistema. Esto trae como consecuencia
que se reduzca la cantidad de potencia disponible para la carga y para las paredes, lo cual se evidenció
a partir del balance de energía, donde se observa que a medida que se añade CO2 al sistema se
disminuye el porcentaje de potencia útil y de pérdidas por las paredes, cuya misma tendencia se
obtiene al aumentar el factor de aireación.
El calor aportado a la carga térmica es transferido a esta a partir de la convección generada por los
gases calientes dentro del horno y por la radiación aportada por estos mismos y por las paredes. Para
evaluar qué tipo de transferencia de calor prima durante el proceso de combustión sin llama, se
utilizan los resultados numéricos obtenidos a partir de la metodología CFD con los que es posible
obtener el calor que le llega a la carga por ambas formas de transferencia. Para obtener el flux de
calor por convección, se utiliza la ecuación de convección (𝑄𝑐𝑜𝑛𝑣 = ℎ ∗ 𝐴𝑠 ∗ (𝑇𝑔𝑎𝑠𝑒𝑠 − 𝑇𝑐𝑎𝑟𝑔𝑎)), la
cual es función de la temperatura de los gases de combustión (Figura 24 a), la temperatura de la
superficie de la pared del aire de carga (Figura 24 b) y el coeficiente convectivo de transferencia de
calor (h) (Figura 24 c).
Como resultado de esto, se obtiene la Figura 24 e, en la que se observa que a medida que la carga
avanza en contracorriente (de x=1.35 m hasta x=0 m) el calor por convección disminuye debido al
31.5
34.3 32.732.3 31.8
44.6 45.948.5 49.0
56.8
19.7 19.1 18.2 18.1
14.5
1.2 2.2 2.3 2.3
6.1
0
10
20
30
40
50
60
70
Llama 0 1.20 1.52 9.53
%
Flujo de CO2 [kg/h]
30.9
33.432.0
31.930.5
44.946.4
48.750.2
57.9
19.3 18.9 18.518.1
14.2
2.1 1.5 2.1 3.15.5
0
10
20
30
40
50
60
70
Llama 0 1.20 1.52 9.53
%
Flujo de CO2 [kg/h]
50
aumento de la temperatura de la carga, como se observa en la Figura 24 b, lo cual si bien genera un
aumento en el coeficiente convectivo, disminuye de manera considerable el gradiente de temperatura
entre el gas y la carga, afectando la convección hacia la misma.
Se observa además que a medida que se aumenta tanto el flujo de CO2 como el factor de aireación,
se obtiene como consecuencia un aumento en la convección hacia la carga, lo cual se debe al aumento
del flujo másico generado por ambos factores. Sin embargo, se observa en la Figura 24 f que a medida
que se aumentan ambos factores, se disminuye el flux de calor por radiación absorbido por la carga,
resultado confirmado por la disminución en la temperatura promedio de las paredes que generan
ambos factores, mostrada en la Figura 24d.
Estos resultados también han sido reportados para la combustión convencional de hidrógeno viciando
el comburente con CO2 [73], donde se encontró que a medida que se añade más CO2 al sistema, el
flux de radiación disminuye debido a que este compuesto es un componente de radiación activo, el
cual absorbe parte de la radiación emitida por la llama y por las paredes, pero reemite menos. De
igual forma, también encontraron que el flux convectivo se incrementó como consecuencia del
aumento del flujo másico. Se observa en la Figura 25a los porcentajes que aportan ambas formas de
transferencia de calor a la carga para todos los casos simulados, mostrando una participación de entre
el 82.9 y el 85.7 % de la radiación y de 14.3% a 17.1 % de la convección. Al sumar ambos flujos, se
obtiene la potencia útil que le llega a la carga, la cual se compara con los resultados experimentales
en la Figura 25b, mostrando diferencias inferiores al 9%.
a) b)
c) d)
900
950
1000
1050
1100
1150
0.1 0.3 0.5 0.7 0.9 1.1 1.3
Tem
pera
tura
prom
ed
io d
e l
os
ga
ses
[K]
Distancia al quemador [m]
0 kg/h CO2, n=1.2
1.2 kg/h CO2, n=1.2
1,52 kg/h CO2, n=1.2
0 kg/h CO2, n=1.25
1.2 kg/h CO2, n=1.25
1.52 kg/h CO2, n=1.25
800
850
900
950
1000
1050
0.1 0.3 0.5 0.7 0.9 1.1 1.3
Tem
per
atu
ra d
e la
ca
rg
a
[K]
Distancia al quemador [m]
0 kg/h CO2, n=1.2
1.2 kg/h CO2, n=1.2
1.52 kg/h CO2, n=1.2
0 kg/h CO2, n=1.25
1.2 kg/h CO2, n=1.25
1.52 kg/h CO2, n=1.25
28
28.2
28.4
28.6
28.8
29
29.2
29.4
29.6
29.8
30
0.1 0.3 0.5 0.7 0.9 1.1 1.3
Coefi
cien
te c
on
vecti
vo [
W/m
2.K
]
Distancia al quemador [m]
0 kg/h CO2, n=1.2
1.2 kg/h CO2, n=1.2
1.52 kg/h CO2, n=1.2
0 kg/h CO2, n=1.25
1.2 kg/h CO2, n=1.25
1.52 kg/h CO2, n=1.25900
920
940
960
980
1000
1020
1040
1060
1080
1100
0.1 0.3 0.5 0.7 0.9 1.1 1.3
Tem
peratu
ra d
e l
as
pared
es
[K
]
Distancia al quemador [m]
0 kg/h CO2, n=1.2
1.2 kg/h CO2, n=1.2
1,52 kg/h CO2, n=1.2
0 kg/h CO2, n=1.25
1.2 kg/h CO2, n=1.25
1.52 kg/h CO2, n=1.25
51
e) f)
Figura 24. a) Perfil de temperatura promedio para productos de combustión, b) perfil de
temperatura para el aire de carga, c) perfil de coeficiente convectivo, d) perfil de temperatura
promedio de las paredes del horno, e) perfil de calor transmitido por convección hacia la carga y f)
perfil de calor transmitido por radiación hacia la carga, para diferentes flujos de CO2 y a n=1.2 y
1.25.
Para saber qué cantidad de la radiación absorbida por la carga proviene de las paredes y de los gases,
se calcula el calor transferido desde los gases hacia la carga a partir de la ley de Stefan Boltzmann,
como se muestra a continuación, y a partir de la diferencia entre el calor absorbido por la carga por
radiación y el aportado por la radiación de los gases, se obtiene el calor aportado por la radiación de
las paredes.
𝑄𝑟𝑎𝑑,𝑔𝑎𝑠𝑒𝑠 = 𝜎 ∗ 𝜀 ∗ 𝐴𝑠 ∗ (𝑇𝑔𝑎𝑠4 − 𝑇𝑐𝑎𝑟𝑔𝑎
4 )
Donde 𝑄𝑟𝑎𝑑,𝑔𝑎𝑠𝑒𝑠 es el calor aportado por la radiación de los gases a la carga, 𝜎 es la constante de
Stefan Boltzmann, 𝐴𝑠 es el área superficial de transferencia de calor (siendo en este caso el área en
contacto entre los tubos de carga y los productos de combustión), 𝑇𝑔𝑎𝑠 y 𝑇𝑐𝑎𝑟𝑔𝑎 son la temperatura
promedio de los gases y de la carga, respectivamente, y 𝜀 es la emisividad de los productos de
combustión,
1800
2300
2800
3300
3800
4300
4800
5300
5800
6300
6800
0.1 0.3 0.5 0.7 0.9 1.1 1.3
Calo
r p
or c
on
vecció
n a
la c
arga
[W/m
2]
Distancia al quemador [m]
0 kg/h CO2, n=1.2
1.2 kg/h CO2, n=1.2
1.52 kg/h CO2, n=1.2
0 kg/h CO2, n=1.25
1.2 kg/h CO2, n=1.25
1.52 kg/h CO2, n=1.25
3000
3500
4000
4500
5000
5500
6000
0.1 0.3 0.5 0.7 0.9 1.1 1.3
Calo
r p
or r
ad
iaci
ón
a l
a c
arga [
W/m
2]
Distancia al quemador [m]
0 kg/h CO2, n=1.2
1.2 kg/h CO2 n=1.2
1.52 kg/h CO2, n=1.2
0 kg/h CO2 n=1.25
1.2 kg/h CO2, n=1.25
1.52 kg/h CO2, n=1.25
85.7 85.0 84.2 83.8 83.5 82.9
14.3 15.0 15.8 16.2 16.5 17.1
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0 kg/h,
n=1.2
0 kg/h,
n=1.25
1.2 kg/h,
n=1.2
1.2 kg/h,
n=1.25
1.52 kg/h,
n=1.2
1.52 kg/h,
n=1.25
% d
e c
alo
r h
acia
la c
arga
Radiación
Convección
26.5 25.825.4 24.1 24.8 24.0
34.3 33.4 32.7 32.0 32.3 31.9
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
0 kg/h,
n=1.2
0 kg/h,
n=1.25
1.2 kg/h,
n=1.2
1.2 kg/h,
n=1.25
1.52 kg/h,
n=1.2
1.52 kg/h,
n=1.25
% d
e c
alo
r h
acia
la c
arga
Numérico
Experimental
52
a) b)
Figura 25. a) % de calor por convección y radiación absorbido por la carga para diferentes flujos de
CO2 y para n=1.2 y 1.25 calculado de manera numérica y b) Comparación entre el porcentaje de
calor absorbido por la carga de manera numérica y experimental.
Para obtener los valores de la emisividad, se utilizan los resultados mostrados en [66] en el que se
muestra la dependencia que tiene este coeficiente con la temperatura para los productos de
combustión provenientes de la quema de un combustible de bajo poder calorífico. Este coeficiente
tiende a disminuir con un aumento de la temperatura del proceso, como se observa en la Figura 26 a.
Para mejorar la predicción entre los resultados obtenidos de manera numérica y experimental, se
recomienda utilizar un modelo de la emisividad más específico para la combustión sin llama. Para
esto, sería importante repetir los cálculos con la absortividad obtenida por el modelo de Suma
Ponderada de Gases Grises, para las condiciones de cada simulación, para así tener resultados más
confiables. Además, para realizar los cálculos se asumió la emisividad de los tubos de carga del acero,
pero debido al desgaste natural es posible que esta emisividad se haya modificado, por lo que se puede
entender las desviaciones obtenidas.
Se obtienen los resultados mostrados en la Figura 26 b, en el que se muestra el perfil del flux de
transferencia de calor por radiación transferido desde los gases calientes hacia la carga. Como se
aprecia, se obtiene una tendencia similar al flux convectivo, lo cual se debe a que a medida que la
carga avanza a través del horno y se calienta, debido al aumento de la temperatura esta tiende a emitir
más radiación, por lo que su potencial de absorción de la radiación proveniente de los productos de
combustión disminuye.
a) b)
Figura 26. a) Coeficiente de emisión en función de la temperatura y b) fracción de radiación
emitida por las paredes que es absorbida por los gases.
Finalmente, al obtener la diferencia entre el calor neto absorbido por radiación por la carga y el calor
absorbido por la misma aportado por los productos de combustión, se obtiene la cantidad de calor
aportado por las paredes. Como se aprecia en la Figura 27, a medida que aumenta el flujo de CO2
añadido al sistema, se genera un aumento en el porcentaje de calor transmitido por los gases hacia la
carga, aunque la cantidad neta de calor aportado disminuya como consecuencia de la disminución de
la temperatura del proceso que es generada por la alta capacidad calorífica que posee el CO2, el cual
absorbe la energía en forma de calor sensible. Esto muestra que el CO2 actúa como un agente
refrigerante en un proceso de combustión, ya que disminuye la temperatura tanto por su alta capacidad
calorífica como por la absorción y emisión de radiación durante los procesos de combustión,
resultados confirmados en [73].
0.3
0.32
0.34
0.36
0.38
0.4
0.42
0.44
0.46
0.48
0.5
300 400 500 600 700 800 900 1000
Coefi
cien
te d
e e
mis
ivid
ad
[K
]
Tempeartura [°C]
5100
6100
7100
8100
9100
10100
11100
0.1 0.3 0.5 0.7 0.9 1.1 1.3
Ra
dia
ció
n d
e l
os
ga
ses
a l
a c
arg
a
[W/m
2]
Distancia al quemador [m]
0 kg/h CO2, n=1.2
1.2 kg/h CO2, n=1.2
1.52 kg/h CO2, n=1.2
0 kg/h CO2, n=1.25
1.2 kg/h CO2, n=1.25
1.52 kg/h CO2, n=1.25
53
Figura 27. Porcentaje del calor de radiación suministrado a la carga por las paredes y por los gases
para diferentes flujos de CO2 y para n=1.2 y 1.25.
5.2 Resultados numéricos a carga variable
5.2.1 Efecto de la adición de piedra caliza y del cambio del diámetro de
inyección de aire sobre la estabilidad de combustión y emisiones de NOx y
CO en el régimen de combustión sin llama.
Se muestra en la Figura 28 los perfiles de temperatura obtenidos de manera numérica para los cuatro
diámetros de inyección de aire simulados parametrizando el flujo másico de piedra caliza, y por ende
el flujo másico de CO2 inyectado al sistema, según la Tabla 6. Como se puede apreciar, para todos
los diámetros estudiados, a medida que aumenta el flujo másico de CaCO3 la temperatura promedio
del horno tiende a disminuir, lo cual se debe a que todas las simulaciones se realizaron a una potencia
térmica de 20 kW, y al añadir más carga calórica al sistema es de esperarse una disminución en la
temperatura por el aumento de la potencia útil del proceso. Además, el CO2 al poseer alta absortividad
y emisividad térmica, actúa como un agente refrigerante en el horno, contribuyendo aún más en la
disminución de la temperatura. Si bien en un proceso real al aumentar el flujo de CaCO3 alimentado
al sistema se debe aumentar la potencia térmica para garantizar las temperaturas de operación, en el
presente trabajo se dejó fija la potencia para evaluar únicamente el efecto del aumento del flujo de
piedra caliza sobre el proceso, en busca de cumplir los objetivos especificados en el trabajo.
47.447.9
49.4 49.6
50.3 50.4
52.652.1
50.6 50.4
49.7 49.6
44
45
46
47
48
49
50
51
52
53
54
0 kg/h, n=1.2 0 kg/h, n=1.25 1.2 kg/h, n=1.2 1.2 kg/h, n=1.25 1.52 kg/h, n=1.2 1.52 kg/h, n=1.25
% d
e c
alo
r h
acia
la c
arga p
or
rad
iaci
ón
Gases Paredes
54
a) Dair=10mm b) Dair=12mm
c) Dair=14mm d) Dair=16mm
Figura 28. Efecto de la adición de CO2 sobre el perfil de temperatura del horno a diámetro de
inyección de aire constante.
Se muestra en la Figura 29 los perfiles de temperatura obtenidos de manera numérica parametrizando
el diámetro de descarga del aire de combustión, para así evaluar la relación que existe entre el flujo
másico de CaCO3 añadido al sistema y este parámetro. Como se puede apreciar, para todos los flujos
másicos de piedra caliza, y por ende de CO2 añadido al sistema, a medida que se aumenta el diámetro
de descarga de aire se presenta un aumento en la temperatura promedio del horno, lo cual se debe a
que a medida que se aumenta el diámetro, el impulso de la corriente disminuye por la disminución de
la velocidad de descarga, como se aprecia en la Tabla 6, lo cual genera una menor recirculación dentro
del horno que conlleva a una menor dilución de oxígeno en la zona de reacción y por ende una mayor
temperatura. Esto trae como consecuencia que el sistema acepte más cantidad de CaCO3 antes de
presentar problemas de inestabilidades de combustión, ya que el régimen de combustión sin llama se
obtiene a altas tasas de dilución y a altas temperaturas, obteniendo un mayor potencial de dilución a
menores tasas de recirculación. Se muestra además que a medida que aumenta el diámetro de descarga
de aire de combustión, es posible alimentar más piedra caliza al sistema antes de presentar
inestabilidades, mostrando la relación directa que hay entre el diámetro de descarga y la tasa de
alimentación de la materia prima en el proceso, siendo un resultado bastante importante para los
diseños posteriores que se requieran en las aplicaciones de la combustión sin llama en los que se
presente la dilución de CO2 dentro del proceso, ya que permite relacionar la geometría de los
inyectores de aire con la cantidad de material introducido al sistema.
Sin embargo, se debe considerar que en el presente trabajo la reacción de calcinación solo se tuvo en
cuenta con la estequiometría de la reacción, la cual permitió calcular el flujo de CO2 alimentado y la
cantidad de aire equivalente. De esta manera, no se tuvo en cuenta la cinética de la reacción, la cual
establece que esta se da únicamente si la presión de descomposición de la piedra es igual o mayor a
la presión parcial de CO2 en el horno, lo cual se da a temperaturas cercanas a los 900 °C (1173 K),
condición que no se cumple para altos flujos de CaCO3.
1100
1150
1200
1250
1300
1350
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4
Tem
peratu
ra [
K]
x [m]
1100
1150
1200
1250
1300
1350
1400
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4
Tem
peratu
ra [
K]
x[m]
1000
1100
1200
1300
1400
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4
Tem
peratu
ra [
K]
x[m]
900
1000
1100
1200
1300
1400
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4
Tem
per
atu
ra [
K]
x[m]
55
a) mCaCO3= 2.73 kg/h b) mCaCO3= 6.82 kg/h
c) mCaCO3= 7.77 kg/h d) mCaCO3= 10.91 kg/h
Figura 29. Relación entre el flujo másico de CaCO3y el diámetro de inyección de aire de
combustión.
En la Figura 30 a se presenta la temperatura promedio alcanzada en cada una de las simulaciones.
Como se puede apreciar, se logró ingresar hasta 6.82, 7.77, 10.91 y 11.05 kg/h de CaCO3 al sistema
de combustión antes de presentar inestabilidades para los diámetros 10, 12, 14 y 16 mm,
respectivamente. Además, se observa el efecto directo que tiene el aumento de la alimentación de la
piedra caliza sobre la temperatura del proceso, confirmando los resultados mostrados en los perfiles
de la Figura 28 y Figura 29. Esto se puede entender de manera conceptual con la tendencia que tiene
la temperatura de llama adiabática con la adición de CO2 al sistema, como se observa en la Figura 30
b, la cual muestra el efecto térmico que tiene únicamente la adición de CO2, sin considerar el efecto
que genera la carga calórica de la adición de piedra caliza. Este comportamiento de la temperatura de
llama adiabático se obtuvo a partir de cálculos de equilibrio termodinámico utilizando el software
ANSYS- Chemkin.
Al comparar los resultados obtenidos en esta sección con los obtenidos en la sección de aire de carga
constante, en la que la inyección de aire se hizo por una boquilla de 10 mm, es posible darse cuenta,
según la Figura 17, que la temperatura promedio para la prueba sin adición de CO2 fue de 1100 K,
mientras que para este mismo diámetro de inyección de aire, para la sección de aire de carga variable,
según la Figura 30, se obtiene una temperatura promedio de 1326 K, una temperatura mucho mayor
aun con adición de CO2 Esto se debe a la cantidad de aire de carga utilizado en cada prueba, ya que
en la primer sección se buscaba replicar los datos experimentales, los cuales fueron desarrollados a
carga máxima (101 m3st/h o 144 kg/h de aire de carga), mientras que la segunda sección busca replicar
el proceso de calcinación, donde un flujo de 2.73 kg/h de CaCO3 equivale a aproximadamente 22.82
kg/h de aire. Como es de esperarse, el aumento considerable de este aire de carga trae como
consecuencia una disminución en la temperatura, por lo que se obtuvo esta disminución aún sin la
adición de CO2 en el primer caso.
1300
1310
1320
1330
1340
1350
1360
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4
Tem
peratu
ra [
K]
x[m]
1000
1050
1100
1150
1200
1250
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4
Tem
peratu
ra[K
]
x[m]
1050
1070
1090
1110
1130
1150
1170
1190
1210
1230
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4
Tem
peratu
ra[K
]
x[m]
900
950
1000
1050
1100
1150
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4
Tem
peratu
ra[K
]
x[m]
56
a) b)
Figura 30. Temperatura promedio dentro del horno de combustión sin llama a diferentes diámetros
de inyección de aire y a diferentes flujos másicos de piedra caliza añadida al sistema.
La tendencia anteriormente mencionada se puede visualizar de mejor manera en los perfiles de
temperatura mostrados en la Figura 31. En estos se valida la obtención del régimen de combustión
sin llama de manera numérica debido a la uniformidad térmica que se presenta, ya que en sistemas
de combustión convencional se observaría en la zona próxima al quemador (x=0 m) altos gradientes
de temperaturas que muestran que la reacción de combustión se da en el volumen definido por la
llama, mientras que en el régimen de combustión sin llama la reacción se da de manera distribuida a
lo largo de la cámara de combustión, mostrando un perfil de temperatura uniforme a lo largo de toda
la cámara de combustión. Además, se observa que para el diámetro de 16 mm, a baja alimentación
de piedra caliza (bajos flujos de CO2 y de aire de carga equivalente) se presenta el mayor gradiente
de temperatura, indicando la posible pérdida de la uniformidad térmica dentro del proceso de
combustión, mostrando que a bajos diámetros de inyección de aire y a baja carga calórica el sistema
tiende a generar llamas convencionales, ya que el régimen de combustión sin llama requiere de altos
factores de recirculación que garanticen la dilución de oxígeno en la zona de reacción y de altas
temperaturas, superiores a la temperatura de autoignición del combustible.
Figura 31. Perfiles de temperatura numéricos para diferentes tasas de piedra caliza (mCaCO3) y a
diferentes diámetros de inyección de aire (D).
1326 1336 1343 1342
1138
11841201 1217
11681173
1179
1024
1084
980
0
200
400
600
800
1000
1200
1400
1600
10 12 14 16
Tem
peratu
ra p
rom
ed
io [
K]
Diámetro boquilla de aire [mm]
2.73 kg/h
CaCO3
6.82 kg/h
CaCO3
7.77 kg/h
CaCO3
10.91 kg/h
CaCO3
11.05 kg/h
CaCO31750
1800
1850
1900
1950
2000
1.0 2.0 3.0 4.0 5.0
Tem
per
atu
ra d
e lla
ma
adia
bát
ica
[K]
Flujo másico de CO2 [kg/h]
57
Para evaluar de manera numérica la uniformidad térmica que se presentan en cada una de las
condiciones evaluadas, se considera el coeficiente de uniformidad térmica, el cual se define a partir
de la siguiente ecuación.
𝑅𝑇𝑈 = 1 − √∑ (𝑇𝑖 − �̅�
�̅�)
2
Donde 𝑅𝑇𝑈 es el coeficiente de uniformidad térmica, 𝑇𝑖 es la temperatura medida en un punto “i”
dentro del horno y �̅� es la temperatura promedio del horno. De esta manera, se realiza un código en
Matlab que permite realizar la sumatoria a lo largo de todo el horno, obteniendo un coeficiente de
uniformidad confiable para todas las simulaciones.
Como se puede apreciar en la Figura 32 a, a medida que se introduce más CaCO3 al sistema,
independientemente del diámetro de inyección de aire simulado, se presenta una disminución en el
coeficiente de uniformidad térmica. Esto se puede explicar a partir de la Figura 32 b en la que se
muestra el factor de recirculación para todas las simulaciones realizadas, el cual fue obtenido a partir
del software FEFACT creado en el grupo GASURE. Como se observa, a medida que aumenta la tasa
de alimentación de CaCO3 para cualquier diámetro estudiado, se presenta una disminución en el factor
de recirculación debido a la disminución de la temperatura, lo cual genera una disminución del
volumen de gases dentro del horno que trae como consecuencia una menor masa de productos de
combustión recirculados hacia la zona de reacción, lo cual es validado en [70] en donde se realizó un
estudio sobre el efecto de la dilución con H2O sobre el régimen de combustión sin llama.
a) b)
Figura 32. a) Coeficiente de uniformidad térmica y b) factor de recirculación para los 4 diámetros
simulados.
Se muestra en la Figura 33 el perfil de concentración de oxígeno en el plano central del horno. Como
se aprecia, a medida que se aumenta el diámetro de inyección de aire, se genera un aumento en la
concentración de oxígeno para todos los flujos de CaCO3 evaluados, como consecuencia de la
disminución del factor de recirculación causado por la disminución del impulso de la corriente de
aire. Además, se confirma lo señalado anteriormente, ya que para cualquier diámetro evaluado, a
medida que se aumenta el flujo de CaCO3 añadido se genera un aumento en la concentración de
0.88
0.870.86
0.860.86
0.850.85
0.840.85
0.85 0.84
0.850.84
0.84
0.81
0.82
0.83
0.84
0.85
0.86
0.87
0.88
0.89
10 12 14 16
Coefi
cien
te d
e u
nif
orm
ida
d [
-]
Diámetro boquilla de aire [mm]
2.73 kg/h CaCO3 6.82 kg/h CaCO3
7.77 kg/h CaCO3 10.91 kg/h CaCO3
11.05 kg/h CaCO3
8.8
6.8
6.0
5.3
7.8
6.7
5.7
5.2
6.5
5.44.6
5.4 4.5
4.4
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
10 12 14 16
Fa
cto
r d
e r
ecir
cu
laci
ón
[-
]
Diámetro boquilla de aire [mm]
58
oxígeno en la zona de reacción. Si bien a medida que se aumenta este flujo también se aumenta la
cantidad de CO2 liberado y por ende se generaría una mayor dilución, este efecto es debido a la
disminución en el factor de recirculación como consecuencia de la disminución en la temperatura del
proceso, como fue mostrado en la Figura 32.
Figura 33. Contornos de concentración de oxígeno para las pruebas a diferentes tasas de
alimentación de piedra caliza, para 20 kW y n=1.2.
5.2.2 Efecto de la adición de piedra caliza y del cambio del diámetro de
inyección de aire sobre la cinética química de la reacción de calcinación.
Para analizar qué implicaciones tiene la aplicación del régimen de combustión sin llama sobre el
proceso real de calcinación, se debe tener en cuenta que la cinética química de este proceso es función
principalmente de la temperatura y de la presión parcial de CO2 en el horno, como se analizó
anteriormente en la sección de estado del arte. Esto es importante debido a que como se observó en
el presente trabajo, el régimen de combustión sin llama tiene un comportamiento diferente del perfil
de temperatura con respecto a un proceso convencional, pero también tiene implicaciones sobre la
presión parcial de CO2 a lo largo del horno. Esto se puede apreciar en la Figura 34 a, donde se observa
el efecto que tiene el diámetro de la inyección de aire sobre la presión parcial de CO2 a lo largo del
horno en un proceso de combustión sin llama a un flujo constante de 2.73 kg/h de CaCO3. En esta se
ve una alta uniformidad en el perfil de este compuesto presentando un pico máximo en la zona de
alimentación del mismo (x=0.22 m) pero manteniendo un perfil constante a lo largo del horno.
59
a) mCaCO3= 2.73 kg/h b) D=16mm
c) mCaCO3= 2.73 kg/h d) D=16mm
Figura 34. Perfil de fracción molar de CO2 en el horno para a) diferentes diámetros de inyección de
aire y b) diferentes flujos de CaCO3 para Dair=16 mm. Tiempo de reacción de una partícula de
CaCO3 de 5 μm de diámetro para c) diferentes diámetros de inyección de aire kg/h y d) diferentes
flujos de CaCO3 para Dair=16 mm.
Por otro lado, se aprecia en la Figura 34a que a medida que se aumenta el diámetro de inyección de
aire, se genera una disminución en la fracción de CO2 a lo largo del horno. Esto se debe, a que altos
diámetros generan bajos impulsos y por ende bajas corrientes de recirculación de productos de
combustión, los cuales son ricos en este compuesto. Además, como se mostró en la Figura 29a, el
aumento del diámetro también tiene un efecto directo sobre la temperatura del proceso, tendiendo a
aumentarla. Esto es importante sobre la cinética de reacción de la piedra caliza, la cual, como se
indicó en el marco teórico, es dependiente de tanto la temperatura, como de la presión parcial de CO2
en la cámara de combustión. Un aumento de la temperatura genera un aumento en la presión de
descomposición de la piedra, la cual debe ser mayor o igual a la presión parcial de CO2 en el horno,
por lo que altas presiones parciales de este compuesto disminuye la velocidad de la reacción. De esta
manera, el aumento del diámetro trae un efecto doble sobre la velocidad de reacción, ya que aumenta
la temperatura y disminuye la presión parcial de CO2, aumentando de manera considerable la
velocidad de consumo de la piedra. Esto se cuantifica en la Figura 34 c, donde a partir de la cinética
química de la calcinación de la piedra caliza propuesta en [13] se obtuvo los tiempos respectivos de
consumo total de una partícula de piedra caliza de 5 μm de diámetro bajo las condiciones de presión
0.1
0.102
0.104
0.106
0.108
0.11
0.112
0.114
0.116
0.118
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4
Fracció
n d
e C
O2 [
-]
x[m]
10mm 12mm
14mm 16mm
0.1
0.11
0.12
0.13
0.14
0.15
0.16
0.17
0.18
0.19
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2
Fracció
n d
e C
O2 [
-]
x[m]
2.73 kg/h CaCO3
6.82 kg/h CaCO3
7.77 kg/h CaCO3
10.91 kg/h CaCO3
0.188
0.164
0.148 0.145
0
0.02
0.04
0.06
0.08
0.1
0.12
0.14
0.16
0.18
0.2
10 12 14 16
Tie
mp
o d
e c
on
sum
o [
s]
Diámetro de aire [mm]
0.145
0.96
1.88
10
0
2
4
6
8
10
12
2.73 6.82 7.77 10.91
Tie
mp
o d
e c
on
sum
o [
s]
Flujo de CaCO3 [kg/h]
60
parcial y temperatura promedio de cada una de las simulaciones, obteniendo valores de 0.188, 0.164,
0.148 y 0.145 s para los diámetros de inyección de aire de 10, 12, 14 y 16 mm, respectivamente.
Se muestra en la Figura 34b el perfil de la concentración de CO2 a lo largo del horno de combustión
sin llama variando la tasa de alimentación de piedra caliza al sistema para un diámetro de inyección
de aire de combustión constante de 16 mm. Como se puede apreciar, el efecto que genera la tasa de
alimentación de piedra caliza sobre la presión parcial de CO2 es mucho más marcado que el efecto
que genera el diámetro de inyección de aire, lo cual se debe a que a medida que se ingresa más CaCO3
al sistema, se produce más CO2 que pasa a diluir los productos de combustión. Además, como se
observa en la Figura 28d, el flujo de CaCO3 también tiene un efecto directo sobre la temperatura
global del proceso, generando una disminución como consecuencia del aumento de la potencia útil a
potencia térmica constante. De esta manera, se genera igualmente un efecto doble sobre la cinética
química de la calcinación de la piedra caliza, ya que tanto el aumento de la presión parcial de CO2
como la disminución de la temperatura del proceso generado por la adición de CaCO3 generan una
disminución considerable en los tiempos de consumo de la piedra, siendo esto visualizado en la Figura
34d, en la que se obtienen tiempos de consumo de una partícula de piedra caliza de 5 μm de diámetro
de 0.145, 0.96, 1.88 y 10 s para los flujos de 2.73, 6.82, 7.77 y 10.91 kg/h de CaCO3, mostrando que
a partir de un cierto valor, si bien el horno presenta estabilidad del régimen de combustión sin llama;
en términos de la cinética química de la piedra caliza, hay un punto en el que el ingreso de esta genera
un aumento bastante considerable de los tiempos de reacción, debido al enfriamiento que esto genera.
Los resultados obtenidos muestran la importancia de utilizar recuperación de calor en los procesos de
combustión sin llama en los que se piense realizar la reacción de calcinación. Esto traería como
consecuencia un aumento en la eficiencia del proceso que conllevaría a un menor consumo de
combustible y por ende una reducción en la emisión de agentes contaminantes, y generaría un
aumento en la temperatura dentro del horno, lo cual aumentaría de manera significativa la velocidad
de reacción de la piedra, generando una disminución en los tiempos de consumo y un aumento en la
productividad del proceso.
61
Conclusiones
El presente trabajo evaluó de manera numérica y experimental el efecto que tiene el CO2 añadido a
través de una fuente externa sobre la estabilidad del régimen de combustión sin llama, para simular
procesos en los que se libera este compuesto debido a reacciones paralelas a la combustión. Una de
estas es la reacción de calcinación de la piedra caliza, la cual genera CaO y CO2 que pasa a diluir
directamente los productos de combustión. Por esta razón, se dividió el trabajo en las siguientes dos
partes, las cuales se realizaron utilizando gas natural como combustible trabajando a 20 kW de
potencia, variando diferentes parámetros.
1. Análisis numérico y experimental realizado a carga térmica fija variando únicamente la cantidad
de CO2 añadido al sistema. Con esto se buscó mirar el efecto que tiene únicamente la adición de
CO2 y el factor de aireación sobre la estabilidad del régimen, sin simular el proceso de
calcinación. Las conclusiones que se obtuvieron se enuncian a continuación:
Al evaluar el efecto que tiene el flujo másico de CO2 añadido a través de una fuente externa,
se observó una alta estabilidad para n=1.2 y 1.25 para todos los flujos de CO2 estudiados,
caracterizada por bajas emisiones de CO y NOx y una alta uniformidad térmica. Sin embargo,
al variar únicamente el factor de aireación, se encontró que para n=1.3, sin la adición de CO2,
se presentan destellos de llama que indican la pérdida del régimen de combustión sin llama.
Este efecto se atenuó al añadir CO2 al sistema, lo cual muestra que esta desestabilidad es
posiblemente generada por el aumento considerable de la concentración de oxígeno en la
zona de reacción ante el aumento del factor de aireación, ya que como se es sabido, el régimen
se alcanza a temperaturas superiores a la de autoignición del combustible y a bajas
concentraciones de O2 en la zona de reacción, por lo que el CO2 actúa como un agente
diluyente que atenúa el efecto de la alta concentración de O2, mejorando la estabilidad del
régimen para las condiciones estudiadas.
Se encontró que a medida que se aumenta el flujo másico de CO2 añadido al sistema, se
presenta una disminución considerable en la temperatura global del horno. Sin embargo, se
mantuvo altas uniformidades térmicas características del régimen, sin alterar de manera
significativa emisión de CO por efecto térmico. Esto debido a que el CO2, aparte de tener una
alta capacidad calorífica, posee una gran absortividad y emisividad, actuando como un agente
refrigerante en el horno.
Se evaluó de manera numérica la longitud de la zona de reacción a partir del perfil de
concentración de CO. Se encontró que a medida que se aumenta la cantidad de CO2 añadido
al sistema, se presenta un aumento en la concentración de CO a lo largo del horno. Esto
debido a que la oxidación de CO a CO2 requiere de altas temperaturas, por lo que esta
tendencia se obtiene gracias al efecto térmico que genera la adición de CO2. Sin embargo, la
longitud de la zona de reacción tendió a disminuir a medida que se aumenta la adición de
CO2, aun cuando en teoría a medida que aumenta esta adición se aumenta el tiempo de retraso
a la ignición, lo cual probablemente se deba al aumento de la intensidad de turbulencia que
genera el yet de descarga de CO2 justo en la zona de reacción, disminuyendo los tiempos de
mezclado y por ende los tiempos de reacción.
Cuando se aumentó la cantidad de CO2 añadido al sistema, se evidenció una disminución en
la emisión de NO y un aumento en la de CO. Ambas tendencias se atribuyen al efecto térmico
que genera el CO2, ya que los NOx tienden a disminuir con la temperatura y el CO tienden a
62
aumentar con ella. Sin embargo, al realizar la comparación entre los datos obtenidos de
manera numérica con los experimentales, se encontró grandes discrepancias entre ambas
medidas utilizando el modelo de redes de reactores. Esto probablemente se deba a la
exigencia computacional que requiere la estimación de la emisión de agentes contaminantes
que se encuentran en los sistemas de combustión sin llama del orden de ppm. Sin embargo,
el modelo computacional permitió captar bien la tendencia de aumentar el CO y disminuir el
NO con la adición de CO2.
Se realizaron balances de energía que permitieron evidenciar la confiabilidad de la medición
de los parámetros durante las pruebas experimentales, y también evaluar el efecto que tiene
la adición de CO2 y el cambio del factor de aireación sobre la distribución del calor durante
el proceso. Se observó que a medida que se aumenta la cantidad de CO2 al sistema, se
aumentan las pérdidas por los humos como consecuencia de la alta capacidad calorífica que
posee este compuesto, el cual requiere de gran cantidad de energía para ser calentando. Esto
hace que la cantidad de calor disponible a la carga (potencia útil) se disminuya, cuyo mismo
efecto se encontró con el aumento del factor de aireación.
Con respecto al calor que le llega a la carga, se evidenció un flux neto de transferencia de
calor decreciente desde la entrada del aire de carga hasta la salida, ya que si bien la
temperatura dentro del horno permanece uniforme debido a las características del régimen de
combustión sin llama, el perfil de temperatura de la carga tiende a aumentar a medida que
esta avanza a lo largo del horno, generando una disminución en el gradiente de temperatura
y por ende en el flux neto de transferencia de calor.
Se evaluó de manera numérica la participación de la convección y la radiación durante el
proceso de combustión sin llama. Se encontró que la transferencia de calor que prima durante
estos procesos es la radiación, la cual es transferida hacia la carga principalmente desde las
paredes y desde la corriente gaseosa. Se evidenció que a medida que se aumenta el flujo
másico de CO2 añadido al sistema, el porcentaje de calor por radiación aportado por los gases
aumenta, mientras que el aportado por las paredes disminuye, aumentando también la
convección de los gases. Esto muestra que el CO2 actúa como refrigerante en los procesos de
combustión, tanto por el efecto de su alta capacidad calorífica, como por el efecto de
radiación, ya que absorbe y emite gran parte del calor.
2. Análisis numérico del efecto que tiene el aumento tanto del CO2 como del aire de carga. Con esto
se busca simular un proceso de calcinación, en el que la cantidad de aire de carga se varío acorde
al requerimiento calórico que genera la adición de la piedra caliza (CaCO3), el cual corresponde
a un calor sensible de calentamiento desde la temperatura ambiente (T=30°C) hasta la
temperatura de reacción de la piedra, sumado al calor de reacción que requiere la descomposición
de la misma. De esta manera, los flujos de CO2 añadidos por una fuente externa corresponden a
los que liberaría la correspondiente cantidad de CaCO3 añadido, según la estequiometria de la
reacción. Se evaluó también la relación que existe entre la cantidad de CaCO3 añadida al sistema
y el diámetro de inyección de aire de combustión. Las conclusiones obtenidas de esta sección se
muestran a continuación:
A medida que se aumenta la cantidad de CaCO3 añadido al sistema, se presenta una
disminución considerable en la temperatura global del proceso, lo cual se debe al aumento
tanto de la carga térmica, representada en términos del aire de carga, como del flujo másico
63
de CO2, el cual como se evidenció en la primer sección, también tiene un efecto térmico
considerable.
Al evaluar el efecto que tiene el diámetro de descarga de aire de combustión sobre el sistema
de combustión sin llama, se evidenció que a medida que se aumenta este parámetro se genera
un aumento en la temperatura global del proceso, lo cual se debe a la disminución que esto
genera sobre el impulso de descarga del aire, disminuyendo la recirculación de los productos
de combustión que genera una menor dilución del oxígeno en la zona de reacción, generando
un aumento en las velocidades de reacción y en la temperatura del proceso.
Al aumentar la cantidad de CaCO3 añadido al sistema, se presentó una disminución en la
uniformidad térmica medida a partir del factor de uniformidad (Rtu) generada por la
disminución en la temperatura del proceso. Este efecto genera que la densidad de los humos
dentro del horno aumente, haciendo más difícil su recirculación hacia la zona de reacción, y
por ende aumentando las zonas altas de temperatura. Sin embargo, para todos los flujos
trabajados no se presentó la presencia de llama durante las simulaciones, manteniendo estable
el régimen de combustión sin llama.
Se observó que a medida que se aumenta el diámetro de descarga de aire de combustión es
posible introducir más CaCO3 al proceso antes de que la simulación presente un apagado
repentino. Esto posiblemente se deba a que al aumentar el diámetro de descarga, se aumenta
tanto la temperatura del proceso como la concentración de O2 en la zona de reacción,
haciendo posible introducir más CO2 por el efecto dilutivo y más carga calórica por el efecto
térmico.
Se evaluó el efecto que tiene el aumento de la tasa de alimentación de CaCO3 y del diámetro
de inyección del aire de combustión sobre la cinética química de la reacción de calcinación.
Debido a la dependencia que tiene la tasa de reacción tanto con la presión parcial de CO2 en
el sistema (tendiendo a disminuir a medida que aumenta este parámetro), como con la
temperatura (la cual genera un aumento exponencial sobre la velocidad de reacción), se
evidenció que a medida que se aumenta la tasa de alimentación de CaCO3 se genera un
aumento considerable sobre los tiempos de reacción como consecuencia del aumento de tanto
la presión parcial de CO2 como la disminución de la temperatura. Este mismo efecto se
evidenció con la disminución del diámetro de inyección de aire, donde debido a la alta
recirculación generada por los altos impulsos, se genera tanto una disminución en la
temperatura del proceso como un aumento en la concentración de CO2, y por ende en su
presión parcial dentro del horno, trayendo como consecuencia un aumento de los tiempos de
reacción de la piedra caliza, aunque este efecto no fue tan significativo como el generado por
el aumento de la tasa de alimentación de CaCO3.
Se muestra la importancia de implementar un sistema de combustión sin llama con
regeneración de calor para la aplicación de este fenómeno en procesos de calcinación. Esto
generaría un aumento de la eficiencia térmica, reduciendo así el consumo de combustible y
por ende la emisión de agentes contaminantes, y aumentaría de manera considerable la
temperatura del proceso, aumentando así la velocidad de reacción de la piedra y por ende la
productividad del proceso.
64
Bibliografía [1] Ministerio de Ambiente y Desarrollo Sostenible. Colombia presenta su compromiso de
reducir en un 20% las emisiones de Gases Efecto Invernadero, 2019. [Online]. Available:
http://www.minambiente.gov.co/index.php/noticias/2158-colombia-presenta-su-
compromiso-de-reducir-en-un-20-las-emisiones-de-gases-efecto-invernadero. [Accessed:
24-Jul-2019].
[2] Andrés Álvarez, Daniel Ordoñez, Alejandro Nieto, William Wills, G. R. Compromiso de
Reducción de Emisiones de Gases de Efecto Invernadero: Consecuencias económicas, Dep.
Nac. Planeación, (2015).
[3] Ellabban, O., Abu-Rub, H., and Blaabjerg, F. Renewable energy resources: Current status,
future prospects and their enabling technology, Renew. Sustain. Energy Rev., 39, (2014), pp.
748–764.
[4] Lin, S., Kiga, T., Wang, Y., and Nakayama, K. Energy analysis of CaCO3 calcination with
CO2 capture, Energy Procedia, 4, (2011), pp. 356–361.
[5] Emisiones, F. técnica de. Metodologías de estimación de emisiones. Sistema Español de
Inventarios y Emisiones. .
[6] Colombia., A. N. de M. en. Reporte técnico sobre piedra caliza. pp. 2014–2015.
[7] Duwig, C., Stankovic, D., Fuchs, L., Li, G., and Gutmark, E. Experimental and Numerical
Study of Flameless Combustion in a Model Gas Turbine Combustor, Combust. Sci.
Technol., 180 (2), (2007), pp. 279–295.
[8] Antioquia, U. De. Estudio Numérico De Una Mezcla De Gas Natural Y Gas De Síntesis En
Combustión Sin Llama, (1), (2014), p. 2014.
[9] Arrieta, A. A. Fenómenos de combustión en llamas de difusión, 2016.
[10] Sánchez, M., Cadavid, F., and Amell, A. Experimental evaluation of a 20kW oxygen
enhanced self-regenerative burner operated in flameless combustion mode, Appl. Energy,
111, (2013), pp. 240–246.
[11] R. Beychok, M. NOX emission from fuel combustion controlled, Oil Gas J., 71, (1973), pp.
53–56.
[12] Emerson. Lime production. APM, 2017. [Online]. Available: http://apm-
solutions.com/industries/lime-production/.
[13] Mikulčić, H., Vujanović, M., Perković, L., Duić, N., von Berg, E., Priesching, P., and
Tatschl, R. Numerical modelling of calcination reaction mechanism for cement production,
Chem. Eng. Sci., 69 (1), (2012), pp. 607–615.
[14] Abanades, J. C. The maximum capture efficiency of CO 2 using a carbonation / calcination
cycle of CaO / CaCO 3, 90, (2002), pp. 303–306.
[15] Lin, S., Kiga, T., Wang, Y., and Nakayama, K. Energy Procedia Energy analysis of CaCO 3
calcination with CO 2 capture, 4, (2011), pp. 356–361.
[16] Zheng, Y., Allelein, H., Haneklaus, N., and Schr, S. Economic evaluation of fl ameless
phosphate rock calcination with concentrated solar power and high temperature reactors,
140, (2017), pp. 1148–1157.
65
[17] Nikulshina, V., Gebald, C., and Steinfeld, A. CO 2 capture from atmospheric air via
consecutive CaO-carbonation and CaCO 3 -calcination cycles in a fluidized-bed solar
reactor, 146, (2009), pp. 244–248.
[18] Alarcón, J. M. and Fernández, J. R. CaCO 3 calcination by the simultaneous reduction of
CuO in a Ca / Cu chemical looping process, 137, (2015), pp. 254–267.
[19] Abanades, J. C. and Fe, C. F. P. CO 2 capture from the calcination of CaCO 3 using iron
oxide as heat carrier n Fern a, 112, (2016), pp. 1211–1217.
[20] Parente, A., Malik, M. R., Contino, F., Cuoci, A., and Dally, B. B. Extension of the Eddy
Dissipation Concept for turbulence/chemistry interactions to MILD combustion, Fuel, 163,
(2016), pp. 98–111.
[21] Qin, C., Yin, J., Feng, B., Ran, J., Zhang, L., and Manovic, V. Modelling of the calcination
behaviour of a uniformly-distributed CuO / CaCO 3 particle in Ca – Cu chemical looping,
164, (2016), pp. 400–410.
[22] Martínez, I., Grasa, G., Murillo, R., Arias, B., and Abanades, J. C. Modelling the continuous
calcination of CaCO 3 in a Ca-looping system, 216, (2013), pp. 174–181.
[23] Alarcón, J. M., Fernández, J. R., and Abanades, J. C. Study of a Cu-CuO chemical loop for
the calcination of CaCO 3 in a fixed bed reactor, 325, (2017), pp. 208–220.
[24] Quittkat, W. G. and Gmbh, I. United States Patent (19), (19), (1981).
[25] ÁLVAREZ-ESPINOSA, Andrés Camilo, D. A. O. Compromiso de Reducción de Emisiones
de Gases de Efecto Invernadero: Consecuencias económicas, 2015. .
[26] Wünning, J. G. FLAMELESS COMBUSTION AND ITS APPLICATIONS, pp. 1–12.
[27] Reddy, V. M., Sawant, D., Trivedi, D., and Kumar, S. Studies on a liquid fuel based two
stage flameless combustor, Proc. Combust. Inst., 34 (2), (2013), pp. 3319–3326.
[28] Manabendra Saha, Bassam B. Dally, Paul R.Medwell, E. M. C. Moderate or Intense Low
Oxygen Dilution (MILD) Combustion Characteristics of Pulverized Coal in a Self-
Recuperative Furnace, Energy&Fiuels, (2014).
[29] Li, P., Wang, F., Mi, J., Dally, B. B., Mei, Z., Zhang, J., and Parente, A. Mechanisms of NO
formation in MILD combustion of CH4/H2fuel blends, Int. J. Hydrogen Energy, 39 (33),
(2014), pp. 19187–19203.
[30] Noor, M. M., Wandel, A. P., and Yusaf, T. MILD combustion: The future for lean and clean
combustion technology, Int. Rev. Mech. Eng., 8 (1), (2014), pp. 251–257.
[31] Amell, A. a, Herrera, B. a, and Sepúlveda, C. Metodología para el Desarrollo de Sistemas de
Combustión Sin Llama, Inf. Tecnológica, 21 (1), (2010), pp. 17–22.
[32] Wünning, J. Flameless oxidation to reduce thermal no-formation, Prog. Energy Combust.
Sci., 23 (1), (1997), pp. 81–94.
[33] Amell, A. A. A. Fenómenos de combustión en llamas de premezcla, Facultad de ingeniería,
Universidad de Antioquia., 2009.
[34] Pareja, J., Burbano, H. J., Amell, A., and Carvajal, J. Laminar burning velocities and flame
stability analysis of hydrogen/air premixed flames at low pressure, Int. J. Hydrogen Energy,
36 (10), (2011), pp. 6317–6324.
66
[35] Burbano, H. J. and Pareja, J. Laminar burning velocities and flame stability analysis of
syngas mixtures at sub-atmospheric pressures, 6, (2011).
[36] Zeng, W. Experimental and modeling study on effects of N 2 and CO 2 on ignition
characteristics of methane / air mixture, (2015), pp. 189–201.
[37] YuFeng Cui, Xuan Lü, Gang Xu, C. N. Dynamic analysis of a flameless combustion model
combustor, Sci. China Technol. Sci., 53 (8), (2010), pp. 2291–2298.
[38] Lezcano Benitez, J. C. and Cadavid Sierra, F. J. Numerical calculation of the recirculation
factor in flameless furnaces, Fac. Ing., Tesis de m, (2012), p. 105.
[39] Sierra, F. C., Perez, F. M., and Ruiz, W. Chemical Kinetic Study of Nitrogen Oxides
Formation in Methane, (2009).
[40] Sabia, P., Joannon, M. de, Picarelli, A., and Ragucci, R. Methane auto-ignition delay times
and oxidation regimes in MILD combustion at atmospheric pressure, Combust. Flame, 160
(1), (2013), pp. 47–55.
[41] Juan, D. and Andrés, A. Estudio del régimen de combustión sin llama ante la variación de la
carga térmica, Ing. y Cienc., 13 (25), (2017), pp. 185–208.
[42] Colorado, A. F., Herrera, B. A., and Amell, A. A. Performance of a Flameless combustion
furnace using biogas and natural gas, Bioresour. Technol., 101 (7), (2010), pp. 2443–2449.
[43] Sabia, P., Lubrano Lavadera, M., Giudicianni, P., Sorrentino, G., Ragucci, R., and de
Joannon, M. CO2and H2O effect on propane auto-ignition delay times under mild
combustion operative conditions, Combust. Flame, 162 (3), (2015), pp. 533–543.
[44] Mehregan, M. and Moghiman, M. A numerical investigation of preheated diluted oxidizer
influence on NOx emission of biogas flameless combustion using Taguchi approach, Fuel,
227, (2018), pp. 1–5.
[45] Stadler, H., Ristic, D., Förster, M., Schuster, A., Kneer, R., and Scheffknecht, G. NOx-
emissions from flameless coal combustion in air, Ar/O2 and CO2/O2, Proc. Combust. Inst.,
32 (2), (2009), pp. 3131–3138.
[46] Amar, H., Abdelbaki, M., Fouzi, T., and Zeroual, A. Effect of the addition of H2 and H2O
on the polluting species in a counter-flow diffusion flame of biogas in flameless regime, Int.
J. Hydrogen Energy, 43 (6), (2018), pp. 3475–3481.
[47] Tian, H., Liu, Z., Wang, F., and Hu, Z. Effects of CO2 Dilution on Flameless Combustion
and NO Generation of Different Fuels, Dongli Gongcheng Xuebao/Journal Chinese Soc.
Power Eng., 37, (2017), pp. 440–446.
[48] Tryggvason, G. Chapter 6 - Computational Fluid Dynamics, P. K. Kundu, I. M. Cohen, and
D. R. B. T.-F. M. (Sixth E. Dowling, Eds. Boston, pp. 227–291.
[49] Date, A. W. Introduction to Computational Fluid Dynamic, 2005.
[50] Wang, P., Wang, L., and Guo, Z. Comparison of the lattice Boltzmann equation and discrete
unified gas- kinetic scheme methods for direct numerical simulation of decaying turbulent
flows, (October), (2016).
[51] Righi, M. A Gas-Kinetic Scheme for the Simulation of Turbulent Flows turbulent flows,
(August 2012), (2014).
67
[52] Bonnet, Jean-Paul, P. A. and ?Naval, Chang, S. J. RANS/LES/DES/DNS: The Future
Prospects of Turbulence Modeling While, J. Fluids Eng., 127, (2005).
[53] Hunt, J. C. R. Mathematical Models of Turbulence. By B. E. LAUNDER and D. B.
SPALDING. Academic Press, 1972. 169 pp., J. Fluid Mech., 57 (4), (1973), pp. 826–828.
[54] Magnussen, F. On the structure of turbulence and a generalized eddy dissipation concept for
chemical reaction in turbulent flow, 19TH Am. Inst. Aeronaut. Astronaut. Aerosp. Sci. Meet.,
(1981).
[55] Chui, E. H. A Finite Volumen Method for Predicting a Radiant Heat Transfer in Enclosures
With Participating Media, J. Heat Transfer, 112 (May 1990), (1990).
[56] Modest, M. . The Weighted-Sum-of-Gray-Gases Model for Arbitrary Solution Methods in
Radiative Transfer, J. Heat Transfer, 113 (August 1991), (1991).
[57] Ghadamgahi, M., Ölund, P., Ekman, T., Andersson, N., and Jönsson, P. A Comparative CFD
Study on Simulating Flameless Oxy-Fuel Combustion in a Pilot-Scale Furnace, J. Combust.,
2016, (2016), p. 11.
[58] Deshpande, A. and Jaidi, J. CFD Studies of Flameless Combustion, in Proceedings of the
24th National and 2nd International ISHMT-ASTFE Heat and Mass Transfer Conference
(IHMTC-2017).
[59] Pesenti, B. and Lybaert, P. Simulation of Flameless Combustion of Natural Gas in a
Laboratory Scale Furnace, Turkish J. Eng. Environ. Sci., 30, (2006), pp. 135–143.
[60] Múnera, B. A. H., Arrieta, A. A. A., and Sierra, F. J. C. Modelos para el estudio
fenomenológico de la combustión sin llama con simulación numérica, Ing. e Investig., 29
(2), (2009), pp. 70–76.
[61] García, A. M. and Amell, A. A. International Journal of Heat and Mass Transfer A
numerical analysis of the effect of heat recovery burners on the heat transfer and billet
heating characteristics in a walking-beam type reheating furnace, 127, (2018), pp. 1208–
1222.
[62] García, A. M., Colorado, A. F., Obando, J. E., Arrieta, C. E., and Amell, A. A. Effect of the
burner position on an austenitizing process in a walking-beam type reheating furnace, 153
(December 2018), (2019), pp. 633–645.
[63] Lopez, Y. Estudio numérico del efecto de la presión atmosférica sobre la transferencia de
calor en hornos de alta temperatura, (March 2019), (2018).
[64] Pressures, E. Study on the Combustion Process of Premixed, (2019).
[65] Jerzak, W. and Ku, M. The e ff ect of adding CO 2 to the axis of natural gas combustion
flames on CO and NO x concentrations in the combustion chamber, 94 (x), (2014), pp. 202–
210.
[66] Danh, P., Battaglia, V., Ekman, T., Pina, A., Ferrão, P., Fournier, J., Lacarrière, B., and
Corre, O. Le. ScienceDirect ScienceDirect Modelling of flameless oxy-fuel combustion with
emphasis on heat transfer for low calorific value blast furnace gas Assessing the feasibility
using the heat district heat demand forecast, (2017).
[67] FABIAN ESNEIDER CANO ARDILA. Análisis teórico y experimental de la combustión de
mezclas gas natural-hidrógeno bajo el régimen de combustión sin llama, (2019), pp. 1–38.
68
[68] Yepes, A., Amell, A. Estudio numérico y experimental de mezclas de gas natural y gas de
síntesis en régimen de combustión sin llama, (2015).
[69] Mancini, M., Schwöppe, P., Weber, R., and Orsino, S. On mathematical modelling of
flameless combustion, Combust. Flame, 150, (2007), pp. 54–59.
[70] Tu, Y., Liu, H., Su, K., Chen, S., Liu, Z., Zheng, C., and Li, W. Numerical study of H 2 O
addition effects on pulverized coal oxy-MILD combustion, Fuel Process. Technol., 138,
(2015), pp. 252–262.
[71] Westbrook, C. K. and Livermore, L. Simplified Reaction Mechanisms for the Oxidation of
Hydrocarbon Fuel in Flames, Combust. Sci. Technol., 27 (October 2015), (1981), pp. 31–43.
[72] Ghadamgahi, M., Ölund, P., Ekman, T., Andersson, N., and Jönsson, P. Numerical and
experimental study on flameless oxy-fuel combustion in a pilot- scale and a real-size
industrial furnace, Appl. Therm. Eng., 141 (x), (2018), pp. 788–797.
[73] Lee, C. Y., Baek, S. W., and Choi, J. W. E ff ects of Addition of Carbon Dioxide on
Thermal Characteristics in Oxygen-Enriched Hydrogen Flame ∗, 48 (2), (2005), pp. 273–
278.
