Tema2.Cementos.ProcesosFabricacion

PROCESOS DE FABRICACIÓN DEL CLINKER.
Los métodos comerciales que se usan en la fabricación del clinker de cemento Portland, una vez que el crudo
ya esta homogeneizado, son, principalmente, los tres siguientes:
1.- Proceso por vía húmeda (Hay que evaporar agua, que supone
aproximadamente un 35 % de la papilla).
2.- Proceso por vía seca.
3.-Proceso por vía semi - húmeda
3.- Proceso por vía semi-seca.
Desde un punto de vista histórico, el proceso de fabricación del clinker ha pasado por el cambio de la vía
húmeda a la seca. La vía húmeda permitía un manejo y una homogeneización más fácil de las materias
primas, especialmente en los casos en que están húmedas o son pegajosas o cuando exhibían grandes
fluctuaciones en su composición química. Sin embargo, con los avances de la tecnología es posible preparar
una mezcla homogénea de las materias primas usando la vía seca, es decir sin añadir agua para preparar una
papilla.
En el proceso por vía húmeda se prepara una papilla añadiendo agua a las materias primas finamente molidas, que a
continuación se bombea a un horno rotatorio de gran longitud (L/D) = 30, en el cual tiene lugar todo el piroprocesamiento.
Esquema de
fabricación
de clinker por
vía húmeda
Por su parte en el PROCESO POR VÍA SECA se prepara una mezcla en seco de las materias primas finamente molidas, que se homogeneiza
en silos mediante aireación y que a continuación se alimenta a un horno rotatorio de menor longitud que en el caso de la vía húmeda. (L/D) =
15. El calentamiento inicial del crudo en suspensión, hasta aproximadamente 800 ºC, se lleva a cabo en un intercambiador de calor mediante
el CO2, que se desprende durante la calcinación de la caliza y los gases procedentes de la combustión del fuel, carbón, etc. (SISTEMA SP).
Esquema de
fabricación
de clinker
por vía seca
Un desarrollo, relativamente reciente, del proceso por vía seca, ha sido colocar un PRECALCINADOR en la base de la torre
del intercambiador de calor, en el cual se quema parte del combustible (50-65 % del total) usando como comburente aire del
enfriador. Esto permite que el crudo entre en el horno rotatorio con un grado de calcinación superior al 90 % (SISTEMA SF).
En el proceso por vía semi-seca el crudo se noduliza en un plato granulador. Los nódulos formados tienen un contenido en agua del 10 - 12 %
y un diámetro de aproximadamente 15 mm. y se alimentan a una parrilla donde se secan, precalientan y se calcinan parcialmente, haciendo
uso de los gases de salida del horno rotatorio. Un grado mayor de calcinación se puede lograr quemando parte del combustible en la cámara
caliente de la parrilla.
Los gases calientes del horno primero pasan a través de la capa de nódulos secos en la cámara caliente, a continuación se desempolvan en
unos ciclones, para a continuación pasar a través de la capa de nódulos húmedos en la cámara de secado de la parrilla. La cantidad de polvo
que sale con los gases de salida de la parrilla es muy baja, ya que el residual que traían después del ciclonado se deposita en el lecho de
nódulos húmedos.
Un inconveniente de este proceso es
que los gases de salida de la parrilla
no se pueden utilizar en el secado de
las materias primas durante su
molienda, debido a su baja
temperatura. Además los costes de
mantenimiento de la parrilla son
grandes. Por todo ello, las
instalaciones modernas raramente
utilizan este sistema de fabricación
del clinker.
Esquema de fabricación del clinker
por vía semi-seca
En el proceso por vía semi – húmeda, o proceso LEPOL , a las materias primas en forma de papilla se les elimina agua mediante filtros prensa, alcanzándose una
humedad del 16 – 21 %. A continuación las tortas que salen de los filtros pueden procesarse en máquinas extrusoras para formar pelets que se alimentan a una
parrilla con tres cámaras o bien, dichas tortas, se envían a un depósito intermedio antes de ser alimentadas a trituradoras – secadoras que producen un crudo
seco que se alimenta a un torre intercambiadora de calor con o sin sistema de precalcinación.
Esquema de
fabricación
del clinker
por vía
semi-húmeda
ETAPAS EN LA PREPARACION DE LAS MATERIAS PRIMAS
La finalidad del proceso de preparación de las materias primas es
convertirlas en un polvo (crudo o harina de cemento) de composición
homogénea y de características extremadamente precisas, adecuado
para ser sometido al proceso de cocción.
Dicho proceso esta relacionado, básicamente, con la selección de los
métodos de ingeniería más eficientes para la trituración, secado,
molienda, mezclado y transporte de sólidos entre las distintas
etapas.
El consumo de energía es considerable, sobre todo en la molienda, y
se controla constantemente intentando mejorar el rendimiento
energético.
Uno de los objetivos esenciales de la preparación del crudo es proporcionar las diferentes materias primas de que se
dispone, con el fin de obtener una composición química del clinker que se corresponda con la calidad deseada
(DOSIFICACION DEL CRUDO).
La presencia de determinadas cantidades de CaO, SiO2,
Al2O3 y Fe2O3 en el crudo representa una CONDICIÓN
NECESARIA para la obtención de cemento de calidad,
pero no es una CONDICIÓN SUFICIENTE. Es necesario,
en efecto, obtener durante el curso del proceso de
cocción una adecuada combinación de los diferentes
óxidos, con el fin de obtener los silicatos y aluminatos
de calcio deseados. Para ello, se requiere que el crudo
posea otras características, para que la combinación,
que en la práctica nunca se completa, alcance un grado
suficiente.
Esto depende esencialmente de :
1.- La aparición, a la temperatura de
clinkerización, de una cierta cantidad de fase
liquida, lo que favorece considerablemente la
combinación. Depende de la proporción de los
elementos fundentes (Al2O3 y Fe2O3 ) e
igualmente de ciertos elementos minoritarios
(MgO, Na2O, K2O).
2.- La finura del crudo.
Análisis químico de tres crudos.
MODULO SILICATOS, MS = S/(A+F)
SiO2
Al2O3
Fe2O3
CaO
MgO
K2O
Na2O
SO3
(Total)
TiO2
P2O5
LSF
MS
MA
GRANDE
15,75
2,45
1,90
43,55
0,65
0,24
0,07
0,12
MEDIO
14,70
3,85
1,80
43,10
0,35
0,68
0,07
0,04
PEQUEÑO
13,55
4,75
1,65
42,00
1,05
0,95
0,10
0,72
0,13
0,21
0,90
3,6
1,3
0,22
0,08
0,92
2,6
2,1
--0,11
0,94
2,1
2,9
El papel de la finura es importante en el grado de
combinación y el grado a alcanzar variara de unas materias
primas a otras. La finura se caracteriza, en general, de
manera suficiente determinando el residuo sobre el tamiz
de 100 micras. En la tabla se dan ejemplos de crudos de
finura elevada, media y gruesa.
TAMAÑO (μm)
→
315
200
100
80
63
40
< 40
3.1
8.95
27.05 30.35 39.05 45.20 54.80
CRUDO MEDIO 0.85
2.95
11.25 13.00 19.75 25.55 74.45
CRUDO FINO
0.20
4.85
TIPO DE
CRUDO ↓
CRUDO
GRUESO
0.02
7.70
15.75 23.10 76.90
CEMENTO / MATERIAS PRIMAS
Consumo de materias primas por tipo de las empresas asociadas a Oficemen. Preparación de crudo
Consumo de materias primas por tipo de las empresas asociadas a Oficemen. Preparación de crudo
Consumo de materias primas por tipo de las empresas asociadas a Oficemen. Molienda de cemento
Consumo de combustibles por tipo de las
empresas asociadas a Oficemen
La industria cementera utilizó en 2011 unas 791848
toneladas de combustibles recuperados, cantidad
que equivale al 16 % de la energía consumida por los
hornos de clínker. El ahorro realizado en
combustibles tradicionales equivale al consumo
energético anual de 560000 hogares y un ahorro de
CO2 636430 toneladas, por el contenido de biomasa
de estos residuos.
COMPONENTES CORRECTORES.
LOS COMPONENTES CORRECTORES SE AÑADEN EN
AQUELLOS CASOS EN QUE CON LOS DOS COMPONENTES
MAYORITARIOS NO SE CONSIGUE UNA COMPOSICIÓN
QUÍMICA DEL CRUDO ADECUADA PARA LA FABRICACIÓN
DEL CLINKER (RANGO ADECUADO DE VALORES DE LOS
MÓDULOS Y DEL FACTOR DE SATURACIÓN EN CAL) .
SE TRATA DE COMPENSAR LAS PEQUEÑAS DEFICIENCIAS
QUE PUEDAN EXISTIR EN EL CRUDO.
ESTO OCURRE EN RARAS OCASIONES YA QUE LOS DOS
COMPONENTES PRINCIPALES PUEDEN DISPONERSE
DENTRO DE UN AMPLIO RANGO DE COMPOSICIONES, BIEN
POR ARRANQUE DE DISTINTOS FRENTES DE UNA MISMA
EXPLOTACIÓN O BIEN PORQUE SE DISPONGA DE MAS DE
UNA EXPLOTACIÓN.
SILÍCEOS (> 70 % DE SiO2)
ALUMINOSOS (> 30 % DE Al2O3)
FERRUGINOSOS ( > 40 % DE Fe2O3).
LA ADICIÓN DE COMPONENTES CORRECTORES SOLO ES POSIBLE EN UNA ESCALA LIMITADA, A MENOS QUE ESTEMOS
FABRICANDO UN CEMENTO ESPECIAL.
GENERALMENTE, SE AÑADEN EN UNA CANTIDAD QUE OSCILA ENTRE EL 1 Y EL 2 %. EN ALGUNAS OCASIONES PUEDE
LLEGARSE AL 5 %.
TAMBIÉN PUEDEN AÑADIRSE EN COMBINACIÓN
COMPOSICIÓN QUÍMICA DE DIVERSOS COMPONENTES CORRECTORES
EMPLEADOS EN LA FABRICACIÓN DEL CLINKER.
CEMENTO /
MATERIAS
PRIMAS
RESIDUOS
INDUSTRIALES
CEMENTO
MATERIAS
PRIMAS
CEMENTO / MATERIAS PRIMAS
EL YESO, AUN CUANDO NO ES UNA MATERIA PRIMA UTILIZADA EN LA PREPARACIÓN DEL CRUDO QUE SE
INTRODUCE EN EL HORNO, SE UTILIZA EN LA FABRICACIÓN DEL CEMENTO PORTLAND COMO ADITIVO
DEL CLINKER CON EL FIN DE REGULAR EL TIEMPO DE FRAGUADO, RETARDÁNDOLO ADECUADAMENTE.
EL RETRASO EN EL FRAGUADO SE PRODUCE POR LA REACCIÓN DEL SULFATO (LA PARTE ACTIVA ES EL
IÓN
2
SO4
QUE PARTICIPA EN LA HIDRATACIÓN DESPUÉS DE SU DISOLUCIÓN) CON EL ALUMINATO TRICÁLCICO
QUE, EN OTRO CASO, FRAGUARÍA MUY RÁPIDO NO DANDO TIEMPO A MANIPULAR LA PASTA.
DE ESTE MODO CUANTO MAYOR ES EL CONTENIDO SE C3A EN EL CLINKER MAYOR ES LA CANTIDAD DE
YESO NECESARIA.
DEPENDIENDO DEL CONTENIDO DE C3A Y DE ÁLCALIS SOLUBLES Y DE LA FINURA DEL CEMENTO, EXISTE PARA CADA
TIPO DE CEMENTO UN CONTENIDO ÓPTIMO DE SULFATO, ASÍ PARA CEMENTOS RICOS EN C3A Y ÁLCALIS Y MOLIDOS
FINAMENTE EL CONTENIDO OPTIMO SUELE SER DEL 5 %, MIENTRAS QUE PARA CEMENTOS MOLIDOS GRUESOS Y CON
BAJOS CONTENIDOS EN C3A Y ÁLCALIS EL CONTENIDO OPTIMO OSCILA ENTRE EL 2.5 Y EL 3 %.
GENERALMENTE LA CANTIDAD QUE SE AÑADE ES DE APROXIMADAMENTE UN 5 %.
LA CANTIDAD DE YESO A AÑADIR TAMBIÉN DEPENDE DEL CONTENIDO EN SULFATOS DE LOS PRODUCTOS QUE
COMPONEN EL CEMENTO. CANTIDADES DEMASIADO ALTAS DE SULFATO EN EL CEMENTO PUEDEN DAR LUGAR A
FENÓMENOS DE EXPANSIÓN POR LO CUAL SE ESTABLECEN LÍMITES SUPERIORES EXPRESADOS EN % DE SO3 PARA
EL CONTENIDO DE SULFATO QUE DEPENDEN DEL TIPO DE CEMENTO.
MODULOS. FORMULAS DE LA CAL.
MÓDULO DE SILICATOS.
ESTE MÓDULO TAMBIÉN SE DENOMINA SILÍCICO O
DE SÍLICE Y SE DEFINE DE LA SIGUIENTE MANERA:
SiO2 (%)
S (%)
MS 

Al2O3 (%)  Fe2O3 (%) A(%)  F (%)
EL VALOR DEL MODULO DE SILICATOS SUELE
VARIAR ENTRE 1.8 Y 3.2 SIENDO MAS
FAVORABLE QUE ESTE ENTRE 2.2 Y 2.6 (2.0 - 2.5,
2.3-2.7).
TAMBIÉN SE ENCUENTRAN VALORES MÁS
ALTOS DESDE 3 HASTA 5 O INCLUSO MÁS
ALTOS, COMO POR EJEMPLO EN LOS
CEMENTOS BLANCOS Y DE ALTA RIQUEZA EN
SÍLICE.
Relacion entre el modulo silicico y el
contenido de fase liquida del clinker,
calculado segun Dahl para una
temperatura de clinkerizacion de 1450 ºC
(Módulo fundentes = 2.2 , Factor de
saturación en cal = 0.96).
MODULOS. FORMULAS DE LA CAL.
CONDICIONES DE OPERACIÓN
1.- CUANTO MAYOR ES EL MODULO DE
SILICATOS MENOR ES EL PORCENTAJE DE FASE
LIQUIDA, CON LO QUE LA APTITUD O FACILIDAD
A LA COCCIÓN DEL CRUDO ES PEOR, POR LO
QUE UNA SOLUCIÓN CONSISTIRÁ EN AUMENTAR
LA TEMPERATURA DE CLINKERIZACIÓN (MAYOR
CONSUMO DE COMBUSTIBLE).
2.- AL AUMENTAR EL MODULO DE SILICATOS
TAMBIÉN SE DIFICULTA LA TENDENCIA A LA
FORMACIÓN DE COSTRA, (MENOR CANTIDAD DE
FASE LÍQUIDA), LO QUE TRAE CONSIGO UNA
MAYOR DETERIORACIÓN DEL REVESTIMIENTO
REFRACTARIO Y UNAS MAYORES PÉRDIDAS DE
CALOR POR RADIACIÓN A TRAVÉS DE LA CHAPA
CILÍNDRICA DEL HORNO.
ESTOS DOS ÚLTIMOS PROBLEMAS SE
ACENTÚAN, SI AL HECHO ANTERIOR SE AÑADE
EL DE AUMENTAR LA TEMPERATURA.
CALIDAD DEL CEMENTO
3.- LA PEOR APTITUD O FACILIDAD A LA
COCCIÓN DEL CRUDO, PROVOCADA
POR UN AUMENTO DEL MODULO DE
SILICATOS, PUEDE DAR LUGAR A
CEMENTOS CON INESTABILIDAD EN
VOLUMEN PROVOCADA POR UN
POSIBLE AUMENTO DE LA CAL LIBRE ,
CaOf.
4.- LOS CEMENTOS CON MODULO DE
SILICATOS ALTO, PRESENTAN UN
FRAGUADO Y ENDURECIMIENTO MÁS
LENTO, PERO AUMENTA LA
RESISTENCIA FRENTE A LAS
AGRESIONES QUÍMICAS Y
ATMOSFÉRICAS (MAYOR DURABILIDAD),
PUES EL CONTENIDO DE C3A ES MENOR.
MODULOS. FORMULAS DE LA CAL.
MÓDULO DE FUNDENTES, DE ALÚMINA O ALUMÍNICO
ESTE MODULO TAMBIÉN SE DENOMINA
FÉRRICO Y SE DEFINE DE LA SIGUIENTE
MANERA:
Al2O3 (%)
MF 
Fe2O3 (%)
ESTE MODULO VARIA, GENERALMENTE,
ENTRE 1.5 Y 2.5, Y, PREFERIBLEMENTE,
ENTRE 1.3-1.6.
HAY CEMENTOS CON CONTENIDOS BAJOS
EN ALÚMINA, CON VALORES DEL MÓDULO
DE FUNDENTES POR DEBAJO DE 1.5, QUE SE
DENOMINAN FERROCEMENTOS.
CONDICIONES DE OPERACIÓN
EL MÓDULO DE ALÚMINA CARACTERIZA LA
COMPOSICIÓN DE LA FASE LIQUIDA Y, POR TANTO,
SUS PROPIEDADES, YA QUE A LA TEMPERATURA
EXISTENTE EN LA ZONA DE CLINKERIZACIÓN
AMBOS ÓXIDOS SE ENCUENTRAN, CASI EN SU
TOTALIDAD, CONTENIDOS EN DICHA FASE
VALORES CRECIENTES DEL MODULO DE ALÚMINA
(POR EJEMPLO, CANTIDADES DECRECIENTES DE
Fe2O3 MANTENIENDO CONSTANTE EL CONTENIDO
DE Al2O3 ) Y PARA UNA MISMA TEMPERATURA,
TRAEN CONSIGO QUE LA VISCOSIDAD DE LA FASE
LÍQUIDA (FUNDIDO) SEA MAYOR, POR LO QUE
DISMINUIRÁ LA MOVILIDAD IÓNICA (DIFUSIÓN MÁS
DIFÍCIL) Y LA FACILIDAD A LA COCCIÓN DEL CRUDO
SERÁ PEOR, AUMENTANDO EL CONSUMO DE
COMBUSTIBLE, YA QUE DEBE TRABAJARSE A UNA
MAYOR TEMPERATURA DE COCCIÓN
MODULOS. FORMULAS DE LA CAL.
CALIDAD DEL CEMENTO
EL AUMENTO DEL MÓDULO DE ALÚMINA,
3.- DEL ESTUDIO DE LOS DIAGRAMAS DE FASE SE
DEDUCE QUE:
Al2O3 (%)
MF 
Fe2O3 (%)
MANTENIENDO CONSTANTE LOS OTROS
PARÁMETROS, TRAE CONSIGO OTROS
EFECTOS COMO SON:
1.- MAYOR CONTENIDO DE C3A Y MENOR
DE C4AF. ESTO OCASIONA UN
FRAGUADO RÁPIDO Y RESISTENCIAS
ELEVADAS EN LOS PERIODOS INICIALES.
2.- MENOR CONTENIDO EN SILICATOS
CÁLCICOS (C3S+C2S), YA QUE AUNQUE
AUMENTA EL CONTENIDO DE C2S LA
DISMINUCIÓN DEL C3S ES MAYOR.
LUEGO, PARA UN MISMO VALOR DEL MÓDULO DE
SILICATOS (MS = CTE.), LA MÁXIMA CANTIDAD DE FASE
LÍQUIDA A LA MÍNIMA TEMPERATURA SE FORMA CUANDO
EL MÓDULO ALÚMINA VALE : 1.38 O 1.63, DEPENDIENDO
DE LA SATURACIÓN EN MgO.
Efecto de los
módulos de
alúmina y de
silicatos sobre la
temperatura de
clinkerización y la
aptitud a la
cocción.
MODULOS. FORMULAS DE LA CAL.
Máximo contenido de cal en un clinker
La preocupación por fijar un límite máximo y otro mínimo al contenido de cal de los cementos data,
según lo anteriormente dicho, de los tiempos de Le Chatelier. De ambos limites el de más interés
es el máximo, pues un cemento, en general, es tanto mejor cuanto más próximo se este de él (En
general, y a igualdad de otras condiciones), teniendo en cuenta que si se sobrepasa, será
expansivo y podrá dar lugar a grietas y fisuraciones en las obras en que se emplee.
Si (A/F) > 0.64 el máximo contenido de cal en el clinker se determina bajo las hipótesis de que toda
la sílice esta combinada en forma de C3S, se han combinado todo el Fe2O3 y la cantidad de Al2O3
que le corresponda para dar C4AF y el exceso de Al2O3 se combina para dar C3A.
MODULOS. FORMULAS DE LA CAL.
MODULOS. FORMULAS DE LA CAL.
GRADO DE SATURACIÓN POR LA CAL
EL NIVEL DE CAL EN UN CLINKER SE CARACTERIZA POR EL GRADO DE SATURACIÓN POR LA CAL
DEBIDO A KUHL QUE LO DEFINIÓ COMO LA RELACIÓN EXISTENTE ENTRE EL CONTENIDO REAL DE CAL
EN EL CLINKER Y EL MÁXIMO QUE PUEDE CONTENER (CARACTERIZA EL NIVEL DE CAL EN EL CLINKER):
CaO
KSG 
2.8SiO2  1.65 Al2O3  0.35Fe2O3
STANDARD DE CAL
CON EL NOMBRE DE CAL DE SATURACIÓN DESIGNA KUHL LA CANTIDAD DE CAL QUE TEÓRICAMENTE
FIJAN LOS COMPONENTES ÁCIDOS, CUANDO EL SISTEMA SE ENFRÍA TAN LENTAMENTE QUE SE LLEGA A
ALCANZAR EL EQUILIBRIO QUÍMICO CORRESPONDIENTE A LA TEMPERATURA ORDINARIA
LA SATURACIÓN POR LA CAL DA POR SUPUESTO QUE EL ENFRIAMIENTO DEL CLINKER SE HA
REALIZADO TAN LENTAMENTE, DESDE LA TEMPERATURA DE CLINKERIZACIÓN QUE SE LLEGA A
ALCANZAR EL EQUILIBRIO QUÍMICO CORRESPONDIENTE A LA TEMPERATURA AMBIENTE.
COMO EL ENFRIAMIENTO DEL CLINKER DISTA MUCHO DE SER LENTO NO SE ALCANZAN LAS
CONDICIONES DE EQUILIBRIO Y LAS FORMULAS DE SATURACIÓN DE CAL NO SE AJUSTAN A LA
REALIDAD.
MODULOS. FORMULAS DE LA CAL.
INVESTIGACIONES EXPERIMENTALES HAN DEMOSTRADO QUE, INDEPENDIENTEMENTE DEL
MODULO DE FUNDENTES Y EN CONDICIONES QUE PUEDEN CONSIDERARSE CON VALIDEZ EN
LA PRÁCTICA EN CUANTO A LA COCCIÓN Y EL ENFRIAMIENTO,
LOS FACTORES HIDRÁULICOS (COMPONENTES ÁCIDOS) FIJAN SIEMPRE LA
MISMA CANTIDAD DE CAL, QUE ES LA DENOMINADA CAL STANDARD:
CaOSTANDARD  2.8SiO2  1.1Al2O3  0.7 Fe2O3
EL STANDARD DE CAL (COCIENTE ENTRE LA CANTIDAD EFECTIVA DE CAL EN UN CLINKER Y
LA MÁXIMA QUE PUEDE TENER COMBINADA EN CONDICIONES REALES) VIENE DADO
ENTONCES POR:
CaO
KSt 
2.8SiO2  1.1Al2O3  0.7 Fe2O3
MÁS ADELANTE SE LE DESIGNO KST I PARA DIFERENCIARLO DEL CONCEPTO MÁS EXACTO,
DEDUCIDO POR LEA Y PARKER AL CORTAR EL SISTEMA CUATERNARIO C – A – S - F POR EL
PLANO CORRESPONDIENTE AL 100 % DE SATURACIÓN EN CAL Y QUE NOS DA LA CAL
REQUERIDA PARA LA SATURACIÓN DE LOS OTROS ÓXIDOS A LA TEMPERATURA DE
CLINKERIZACIÓN Y QUE ES:
CaOSTANDARD  2.8SiO2  1.18 Al2O3  0.65Fe2O3
CaO
KSt II 
2.8SiO2  1.18 Al2O3  0.65Fe2O3
HACE POCO SE HA PROPUESTO OTRO ESTÁNDAR DE CAL QUE TIENE EN CUENTA EL
CONTENIDO DE MgO Y QUE ES:
CaO  0.75MgO
KSt III 
2.8SiO2  1.18 Al2O3  0.65Fe2O3
EN LA CUAL LOS VALORES DEL MgO SOLO SE PUEDEN INTRODUCIR HASTA EL 2 %, PUES POR
ENCIMA DE ESE VALOR EL MGO ESTA PRESENTE EN FORMA DE PERICLASA.
MODULOS. FORMULAS DE LA CAL.
Efecto de la composición química sobre la composición potencial y la
cantidad de fase líquida a las temperaturas de clinkerización.
MODULOS. FORMULAS DE LA CAL.
LOS TANTOS POR CIENTO DE FASE LIQUIDA
HAN SIDO CALCULADOS MEDIANTE LA
ECUACIONES DERIVADAS POR LEA Y
PARKER EN SU ESTUDIO DEL DIAGRAMA
CUATERNARIO C-S-A-F Y QUE SON:
DONDE M* = MÍNIMO (M, 2).
Diagrama de P. Terrier, basado en Lea y Bogue,
que nos da el tanto por ciento teórico de fase
líquida, a 1338 y 1450 ºC, en función de los
contenidos de Al2O3 y Fe2O3.
(1).- La proporción de silicatos aumenta cuando lo hace la relación [S/(A+F)]
debido al aumento del contenido de C3S, aunque disminuya el de C2S,
mientras que al mismo tiempo la proporción de fase liquida disminuye a todas
la temperaturas.
MODULOS. FORMULAS DE LA CAL.
Variación de la cantidad de fase liquida en
función de la temperatura para dos valores
del modulo de alúmina, 1.5 y 3.0,
manteniendo constante el modulo de silicatos
(= 2) y el factor de saturación en cal ( = 100).
Se observa como para el
valor del modulo de
alúmina de 1.5 aparece
una cantidad apreciable
de fase líquida a 1338 ºC,
cosa que no ocurre para el
valor 3.0. Por tanto, existe
un período de tiempo
mayor , a temperatura
baja, con la cantidad de
fase liquida suficiente
para que se produzca la
nodulización (Formación
física del clinker) y no se
forme la alita en
cantidades apreciables, lo
que podría interrumpir el
proceso de nodulización.
Una proporción alta de
alúmina hace que la fase
liquida sea mas viscosa, lo
que hace que las
velocidades de difusión de
los iones sean mas
pequeñas, retardando la
formación del C3S
TIEMPO=CTE
Factores que influyen sobre la combinación de las materias primas (crudo).
(a).- Temperatura de combinación para dos muestras de crudo.
(b), (c) y (d).- Efectos del modulo de silicatos, del factor de saturación de cal y
de las partículas gruesas sobre la temperatura de combinación
MODULOS. FORMULAS DE LA CAL.
PSO3/PK2O = 80/94 = 0,85
PSO3/PNa2O = 80/62 = 1,29
APTITUD A LA COCCIÓN DE UN CRUDO
LA APTITUD A LA COCCIÓN DE UN CRUDO (BURNABILITY) CONCEPTUALMENTE INDICA LA
MAYOR O MENOR DIFICULTAD PARA QUE SE PRODUZCA LA TRANSFERENCIA DE MATERIA
ENTRE SUS CONSTITUYENTES, PARA FORMAR LOS COMPUESTOS DEL CLINKER
POR CONVENCIÓN, SE MIDE POR LA CAL LIBRE (CaOf) PRESENTE DESPUÉS DE LA COCCIÓN
DEL CRUDO DURANTE UN CIERTO TIEMPO (θ) A UNA TEMPERATURA DETERMINADA (T), ES
DECIR:
CaOf  f ( ,T )
MODULOS. FORMULAS DE LA CAL.
MODULOS. FORMULAS DE LA CAL.
2%
DETERMINACIÓN DE LA APTITUD A LA COCCIÓN DE UN CRUDO
LA APTITUD A LA COCCIÓN DE UN CRUDO PUEDE DETERMINARSE
DE LOS MODOS SIGUIENTES:
(I).- APROXIMACIÓN TEÓRICA
(II).- APROXIMACIÓN SEMI-EXPERIMENTAL
(III).- APROXIMACIÓN EXPERIMENTAL
↑ PEOR
↑ PEOR
↑ PEOR
↑ PEOR
↑ PEOR
BC ↓ → PEOR APTITUD A LA COCCION
BI ↑
→
PEOR APTITUD A LA COCCION
APROXIMACIÓN QUÍMICO-GRANULOMÉTRICA.
min
CaOf301400
ºC
 0.33 LSF LSF  MS   0.93SiO  44 m   0.56CaCO  125 m   0.2 A  44 m 
2
3
q
mayores de 44 micras
LSF(MS) ES UNA
FUNCIÓN DEL
MÓDULO DE
SILICATOS, QUE SE HA
DETERMINADO
EXPERIMENTALMENTE
MEDIANTE ANÁLISIS
DE CORRELACIÓN:
LSF  MS   0.29MS 2  7.4MS  110.3
2  MS  11
88  LSF  100
si :
2  MS  6
LSF  MS   107  5.1MS
Tamaño crítico de
partículas de varios
minerales y su factor
correspondiente
que transforma el
residuo sobre el
tamiz
correspondiente al
tamaño crítico a su
contribución de cal
libre a 1400 ºC/30
minutos.
PREHOMOGENEIZACION
RAZONES QUE JUSTIFICAN EL ALMACENAMIENTO INTERMEDIO DE LAS MATERIAS PRIMAS SON:
1.- AMPLIO DESACOPLAMIENTO E INDEPENDENCIA ENTRE LOS TRABAJOS DE LA CANTERA Y LOS SUMINISTROS DE
LOS PROVEEDORES Y LA MARCHA DE LA FÁBRICA DE CEMENTO. SE FAVORECEN LAS ACTIVIDADES DE LA CANTERA Y
DE LA PLANTA, YA QUE NO ESTÁN INTERCONECTADAS ENTRE SI.
2.- PUEDE EVITARSE EL TURNO DE NOCHE EN LOS TRABAJOS DE LA CANTERA, MEDIANTE LA INSTALACIÓN DE
MAQUINARIA DE MAYOR CAPACIDAD (ARRANQUE, CARGA Y TRANSPORTE Y TRITURACIÓN PRIMARIA).
3.- DISMINUCIÓN DEL RUIDO Y DE LAS EMISIONES DE POLVO EN EL ENTORNO DE LA CANTERA AL TRABAJAR ESTA
MENOR TIEMPO.
4.- SE GARANTIZA LA ALIMENTACIÓN CONTINUA DE LOS HORNOS, CUYA CAPACIDAD DE PRODUCCIÓN ES CADA VEZ
MAYOR. SUMINISTRO MÁS REGULAR DE LAS MATERIAS PRIMAS.
5.- MEJOR MANIPULACIÓN DE LOS MATERIALES PEGAJOSOS, QUE EN EL CASO EN QUE ESTOS SE ALMACENEN EN
SILOS.
6.- PROGRAMAR MÁS ADECUADAMENTE LA OPERACIÓN DE LAS CANTERAS.
ASÍ MISMO, RAZONES QUE JUSTIFICAN LA PREHOMOGENEIZACIÓN DE LAS MATERIAS PRIMAS SON:
1.- MEJOR UTILIZACIÓN DE LOS YACIMIENTOS DE MATERIAS PRIMAS NO HOMOGÉNEAS.
2.- POSIBILIDAD DE PREMEZCLAR LOS DISTINTOS COMPONENTES DEL CRUDO.
3.- MAYOR UNIFORMIDAD DEL CRUDO Y, POR TANTO, UNA MAYOR REGULARIDAD EN LA CALIDAD DEL CLINKER.
ADEMÁS ESTA COMPROBADO QUE UNA ALIMENTACIÓN ESTABLE EN CANTIDAD Y CALIDAD, ES UN FACTOR
DETERMINANTE PARA AHORRAR ENERGÍA EN EL PROCESO DE SU COCCIÓN EN EL HORNO ROTATORIO.
4.- SE PUEDE EXTRAER SELECTIVAMENTE EL MATERIAL DE LA CANTERA.
PREHOMOGENEIZACION
La capacidad de los lechos de mezcla debe de ser, aproximadamente, la
correspondiente a la cantidad de material necesario para el suministro de la
fábrica durante 7-10 días. Cada montón puede contener de 5000 a 12000 t. de
material. En este último caso la dimensiones del montón, aproximadamente,
serán :
Longitud (Incluidos los semiconos): 90 m. , Altura: 11 m ,Anchura: 25 m.
Cada rebanada se compone de una cantidad
de material de cada una de las N capas, con
una composición:
x j ,i
donde:
j = Número de rebanada
i = Número de capa
Aparece entonces para la rebanada la variable
estadística:
x
j ,1
, x j ,2 ,............, x j ,i ,............, x j ,N 
Composición de las rebanadas
y el valor medio de la composición de cada
rebanada (estadístico media muestral) será:
xj 
x j ,1  x j ,2  ............  x j ,i  ............  x j ,N
N
cuya distribución se demuestra que es:
  
N  ,  
N

siempre y cuando la distribución de partida sea:
siempre y cuando la muestra de tamaño N se una muestra aleatoria simple, es decir los valores.
x j ,1, x j ,2 ,............, x j ,i ,............, x j ,N
sean independientes
N (  ,  )
PREHOMOGENEIZACION
Efecto de mezcla en
función del número de
capas de material apiladas
De la figura se deduce que sólo se puede lograr una
disminución valiosa de la desviación standard de la composición
del material a la salida del lecho, si éste consta al menos de 50
capas. Por encima de 500 capas apenas se consigue un aumento
apreciable de la mejora de la eficacia en la homogeneización. Por
tanto, no tiene sentido utilizar números de capas inferiores a 50
o superiores a 500.
Al utilizar la fórmula:
Sx 
Oscilaciones
de
la
composición
del
homogeneizado a la salida del lecho de mezcla
crudo
S
N
se recomienda dividir por dos el número de capas
PREHOMOGENEIZACION
Métodos de prehomogeneización.
LOS MÉTODOS DE APILAMIENTO
LONGITUDINALES MÁS
UTILIZADOS SON LOS SIGUIENTES:
1.- FORMACIÓN DE PILAS
PIRAMIDALES (MÉTODO CHEVRÓN
O DE “LOS CABRIOS”).
2.- MÉTODO DE LAS HILERAS
SUPERPUESTAS (MÉTODO
WINDROW).
3.- FORMACIÓN DE CAPAS
HORIZONTALES.
4.- FORMACIÓN DE ESTRATOS
INCLINADOS (MÉTODO DE LOS
ESTRATOS).
5.- MÉTODO DE LAS PILAS
CÓNICAS.
PREHOMOGENEIZACION
Estructura a dos aguas de un lecho de mezcla
(Método Chevrón o de “los cabrios”).
El problema que tiene este tipo de
apilamiento es que el material al ser
descargado sobre el vértice de la
pila, resbala y rueda a lo largo de
sus costados pudiendo dar lugar a
fenómenos de segregación por
tamaños, que pueden ser más o
menos importantes según sean las
características del material y según
sea de amplia su distribución
granulométrica. Así los trozos de
mayor tamaño tienden a acumularse
en la parte inferior de la pila
(Segregación granulométrica
importante en la deposición del
material). La eficacia
homogeneizadora del lecho
dependerá de si el dispositivo de
retirada es capaz de recoger bien la
parte baja de la pila.
PREHOMOGENEIZACION
Este método de apilamiento es
sencillo, ya que como solo se utiliza
un punto de descarga (Vértice de la
pila) la maquinaria necesaria es
relativamente sencilla. Los
dispositivos pueden ser:
1.-Cinta transportadora elevada con
dispositivo para descarga (Figura a)
2.-Apiladora con alargadera de
descarga fija (Figura b)
3.-Apiladora con alargadera de
descarga móvil, que limita la altura de
caída (Figura c), lo que origina una
menor generación de polvo durante el
apilamiento. En contrapartida la
máquina de apilar es más costosa.
PREHOMOGENEIZACION
Métodos de prehomogeneización:
(a).- Hileras superpuestas (Método de WINDROW)
(b).- CORDON,
Con este método se pretenden minimizar los fenómenos de segregación que traen consigo
la concentración de los tamaños gruesos en la base del apilamiento. Al extender cada una
de las hileras es posible que se produzca una cierta segregación, pero esta queda limitada
cada hilera y se produce a distintos niveles.
La segregación se puede reducir al mínimo si se eligen adecuadamente la altura de las
hileras y/o el espaciado lateral entre las mismas. Cuanto mayor sea el número de hileras,
menores serán los fenómenos de segregación y más favorable será la distribución
granulométrica de las partículas del material apilado (Menor es la diferencia granulométrica
que presenta la pila en sus distintas alturas).
PREHOMOGENEIZACION
El método de las hileras superpuestas apenas se emplea en la práctica en su forma más
pura, y lo que se suele utilizar es una combinación de este método y del de “los cabrios”
(Figura), dando lugar al método denominado de prehomogeneización en CORDON, con el
que se consigue casi un apilamiento en capas horizontales.
Método de prehomogeneización en CORDON,
En el método de las hileras
superpuestas y en la
prehomogeneización en CORDON
son necesarios varios puntos
distintos de descarga del material,
por lo que la formación de la pila
requiere una maquinaria de
descarga más sofisticada con
dispositivos mecánicos más
complicados y, por tanto, más
cara. Hay que valorar si la eficacia
alcanzada justifica la
complicación suplementaria del
sistema de apilamiento.
PREHOMOGENEIZACION
Método de prehomogeneización de las CAPAS
HORIZONTALES
Con este método se pueden
apilar, en capas de distinto
espesor, materiales con distinto
ángulo de reposo y con una
distribución granulométrica
amplia, sin que se produzcan
fenómenos de segregación
apreciables. Este tipo de
apilamiento puede realizarse
mediante el avance progresivo de
un puente - grúa unido a un
movimiento continuo de sacudida
de una cinta transportadora o
mediante una cinta transportadora
cuyo punto de descarga hace un
recorrido en forma de meandros.
PREHOMOGENEIZACION
En el método de los estratos
inclinados el material se
deposita formando capas
superpuestas pero
inclinadas
Método de prehomogeneización de los
ESTRATOS INCLINADOS.
El ángulo aproximado que
forman con el suelo es de
32-38 º. Como puede verse
en la figura este método
tiene el mismo
inconveniente que el de los
cabrios y en la parte inferior
de la pila se acumulan los
tamaños gruesos del
material.
PREHOMOGENEIZACION
Métodos de las PILAS CONICAS:
(a).- Apilamiento continuo.
(b).- Apilamiento alternativo
En el método de las pilas
cónicas, el material se deposita
en una serie de montones
cónicos, unos al lado de los
otros (Figura a). Tan pronto
como se alcanza la altura
deseada del cono se desplaza el
dispositivo de descarga a otra
posición para formar un nuevo
montón. Se diferencia, pues, de
los métodos de apilamiento
descritos anteriormente en que
el sistema de descarga del
material no se mueve de forma
continua de un extremo a otro de
la pila. Cabe distinguir la
descarga continua y la
alternativa. (Figura b).
La eficacia de la mezcla conseguida con este método es menor, que la de los métodos
anteriormente descritos, con el inconveniente adicional de que en la base de los montones
cónicos, y por tanto de la pila, se acumulan los tamaños gruesos del material.
La retirada del material solo se puede efectuar mediante un dispositivo de recogida lateral,
por cualquiera de los dos lados.
PREHOMOGENEIZACION
APILAMIENTOS CIRCULARES EL LECHO DE MEZCLA ES EN FORMA DE ANILLO Y
LA SECCIÓN DEL APILAMIENTO PUEDE SER TRIANGULAR O TRAPEZOIDAL. EN ESTA
FORMA DE APILAR SE EVITAN LOS PROBLEMAS CREADOS POR LOS CONOS
EXTREMOS QUE SE FORMAN EN LOS APILAMIENTOS LONGITUDINALES. LOS
MÉTODOS QUE MÁS SE UTILIZAN SON:
1 .-FORMACIÓN DE PILAS PIRAMIDALES (MÉTODO CHEVRÓN O DE LOS
CABRIOS”).
2.-MÉTODO DE LAS HILERAS SUPERPUESTAS(MÉTODO WINDROW).
3.-FORMACIÓN DE CAPAS HORIZONTALES.
4.-MÉTODO COMBINADO “CHEVCON’.
PREHOMOGENEIZACION
Método de prehomogeneización CHEVCON o del apilamiento sin fin.
El método combinado CHEVCON. También conocido con el nombre de apilamiento sin fin,
es una combinación del método de las pilas piramidales (Chevrón) y del de las pilas
cónicas. Solo es apropiado para lechos de mezcla circulares.
El apilamiento del material tiene lugar según el método de las pilas piramidales ( de “los
cabrios”) pero la longitud L del recorrido del sistema de descarga del material varia DL en
cada pasada del dispositivo de descarga en uno y otro sentido de la dirección de descarga.
El numero de capas (n+k) que
puede abarcar el sistema de
recogida es aproximadamente un
30 % mayor, que en el caso del
método de las pilas piramidales
(n), en el cual la pendiente de los
flancos del lecho es la
correspondiente al ángulo de
reposo del material. Como
consecuencia de que se pueden
conseguir longitudes de capas
mayores en un 30 %, se puede
lograr también compensar las
oscilaciones de composición a
largo plazo y tener así un mayor
grado de homogeneidad.
La cinta transportadora puede
apilar el material, incluso en las
proximidades del dispositivo de
extracción, con lo que se puede
aprovechar en todo momento
toda la capacidad del lecho de
mezcla.
La recogida del material del lecho de mezcla puede ser:
1.-FRONTAL (Perpendicularmente al eje del apilamiento).
2.-LATERAL (Paralelamente al eje del apilamiento).
En la mayoría de los casos la recogida es frontal por rebanadas.
Las máquinas de retirada del material del apilamiento van
provistas de dispositivos de recogida del material, que solo
pueden cargarlo de la base del lecho. Mediante otros
dispositivos que actúan sobre el talud, se rasca toda la
superficie de la sección a recoger para desprender de ella el
material. Se forma así en la base de la pila una mezcla de
material que abarca todas las capas o sucesivas deposiciones
del lecho de mezcla. El que así suceda, es decir, el que el
material desprendido corresponda a toda la sección de la pila,
es condición indispensable para obtener una buena mezcla y
homogeneización.
Dispositivos desprender el material tipo rastrillo
Dispositivos pare arrastrar y desprender el material del talud frontal de la pila
Los rastrillos o gradas son de
forma triangular, su inclinación se
puede ajustar a la del ángulo de
reposo del material en el talud de
la pila y van provistos de dientes
recambiables. El material se
desprende por un movimiento de
vaivén del rastrillo, que va
rascando el material sobre el talud.
PREHOMOGENEIZACION
El escarificador accionado por cables consta de dos cables que en la parte
superior están guiados por unas poleas fijadas a un bastidor que esta
próximo al vértice del apilamiento y que en la parte inferior están sujetos a
un carretón corredera con desplazamiento de vaivén sobre un puente que
soporta todo el sistema.
Al desplazarse el carretón sobre el puente en uno y otro sentido, los
cables ejecutan sobre el talud de la pila un movimiento parecido al de los
limpiaparabrisas de un coche, con lo cual se desprende el material de toda
la sección frontal. En el caso de materiales de desprendimiento difícil, los
dos cables se pueden unir transversalmente mediante piezas provistas de
dientes, con lo cual se aumenta de forma sustancial la eficacia del
desprendimiento y se reduce el desgaste de los cables.
Las cadenas escarificadoras o rascadores consisten en un brazo
dotado de una cadena sin fin, que esta provista de piezas rascadoras.
El brazo tiene posibilidad de movimiento de descenso, elevación y
giro.
Con su movimiento de vaivén van barriendo toda la superficie del
talud, rascándola y obligando al material a desplazarse a la base de la
pila donde la recibe una cinta transportadora. Este tipo de dispositivo
es especialmente adecuado para materiales de difícil
desprendimiento.
PREHOMOGENEIZACION
POR OTRO LADO LAS MÁQUINAS DE RECOGIDA DEL MATERIAL QUE SE SUELEN
UTILIZAR SON LAS SIGUIENTES .
1.-ESCARIFICADORES O RASCADORES.
2.-RUEDA DE CANGILONES: MONTADA SOBRE PUENTE O AL FINAL DE
UN BRAZO.
3.-MÁQUINA EXTRACTORA DE TAMBOR.
PREHOMOGENEIZACION
Las máquinas de recogida
escarificadoras o rascadoras
(Figura 4.3), montadas sobre
puente, llevan una cadena
escarificadora horizontal
montada en el soporte de un
puente, cuyas hojas o palas
arrastran el material hacia
una cinta transportadora
colectora instalada
lateralmente a lo largo del
lecho de mezcla. Como
dispositivo para desprender
el material pueden llevar una
cadena escarificadora o uno
de grada o rastrillo.
Escarificador montado sobre puente, con
dispositivo arrancador de rastrillo acoplado
PREHOMOGENEIZACION
Máquinas extractoras de ruedas de
cangilones montadas sobre un
puente.
Consiste en una o más ruedas de
cangilones, con un sistema de
desprendimiento del material. La
máquina tiene la posibilidad de
movimiento tanto transversal
(rectilíneo o giratorio) a lo largo del
puente, como longitudinal. Así
mismo la rueda gira alrededor de su
punto de apoyo y los cangilones
van tomando el material
desprendido por elemento rascador
y que va hacia la parte inferior de la
pila y descargándolo en una cinta
transportadora situada en el puente.
Se puede variar la velocidad
transversal de la rueda, así como su
velocidad de giro.
Extractor de rueda de palas montado sobre puente
PREHOMOGENEIZACION
Máquinas extractoras de ruedas de
cangilones provistas de alargaderas
con peine o rastrillo
Estas máquinas actúan rascando la
superficie frontal de la pila mediante
el movimiento giratorio y de vaivén
del peine o rastrillo de la alargadera,
en cuyo extrema va situada la rueda
de cangilones. De este modo la
superficie de la pila sobre la que
actúa el rastrillo es ligeramente
curva. Por lo demás, la acción de
estas máquinas es semejante a la de
las extractoras de ruedas de
cangilones montadas sobre puentes.
Máquina extractora de rueda de cangilones
montada al final de un brazo.
PREHOMOGENEIZACION
Las máquinas extractoras de
tambor toman el material
desprendido del talud por el
elemento rascador por medio
de unas palas sujetas a un
cilindro o tambor giratorio y,
a continuación, lo vierten en
una cinta transportadora que
se mueve en el interior del
tambor.
Estas máquinas se
caracterizan por su buena
eficacia de recogida y
mezcladora, ya que actúan en
todo momento sobre todo el
ancho de la pila. Sin
embargo, su construcción es
muy costosa y solo son
económicas cuando se
tengan que tratar grandes
cantidades de material, por
encima de 2000 t/h.
Máquina extractora de tambor.
(a).- Disposición de apilamientos en paralelo
Disposición de los lechos de mezcla
(b).- Disposición de apilamientos en serie
c.- Apilamientos circulares
SISTEMAS DE MOLIENDA
FACTORES QUE JUSTIFICAN LA MOLIENDA:
1.- PARA PODER MEZCLAR ÍNTIMAMENTE DIFERENTES MATERIAS PRIMAS Y LLEGAR A UN PRODUCTO
CON UNA COMPOSICIÓN UNIFORME (QUE TENGA EL MÍNIMO NÚMERO DE MICROINHOMOGENEIDADES).
2.-PARA PODER COMBINAR QUÍMICAMENTE LAS MATERIAS PRIMAS CON UN MÍNIMO DE ENERGÍA
TÉRMICA.
ENTONCES LO QUE SE QUIERE ES:
LLEGAR A UN TAMAÑO DE PARTÍCULA ESPECIFICADO POR LAS CONDICIONES DE HOMOGENEIZACIÓN Y
CLINKERIZACIÓN, CON EL MÍNIMO CONSUMO DE ENERGÍA.
MOLINO DE BOLAS
Al pasar el material entre los rodillos y la pista se
produce la molienda por un doble efecto de presión y
rozamiento. Los trozos mayores de material,
sobresaliendo sobre los demás, son los primeros en ser
desmenuzados, por una combinación de esfuerzos de
compresión y corte (Como en una trituradora de
cilindros). Se concentra encima de ellos la presión
ejercida por el rodillo, que excede con mucho su
resistencia a la rotura. Luego los cuerpos moledores
van actuando sobre las partículas que siguen en tamaño
y así sucesivamente. Este proceso continua hasta que el
material alcanza la parte mas estrecha de la separación
entre el elemento moledor y la pista de molienda.
El tamaño máximo de la alimentación (xMAX) puede ser mayor o menor que la separación
entre los cilindros, H, pero en cualquier caso la dimensión final del material siempre es
mucho menor que H Si xMAX >H hay desmenuzamiento de partículas simples y si xMAX <H
el desmenuzamiento sólo tiene lugar en el lecho del material.
Como resultado de la molienda del material en una la prensa de cilindros se obtiene:
1.-Una reducción general del tamaño de las partículas.
2.-Microgrietas en las partículas, ocasionadas por la alta presión y, por tanto, partículas más
fáciles de moler.
3.-Cierta cantidad de material ya molido.
SISTEMAS DE MOLIENDA
En la actualidad se ofrecen prensas de cilindros
autónomas o se combinan con molinos de bolas.
Los distintos modos de operación de las
prensas de cilindros son los siguientes:
1.- Molienda previa preliminar (Premolienda)
2.- Molienda híbrida o mezclada
3.- Molienda semifinal o semiacabada.
4.- Molienda final
SISTEMAS DE MOLIENDA
En la molienda previa la
alimentación fresca sólo
se alimenta a la prensa de
rodillos y se mezcla, en
parte, con material
reciclado de la propia
prensa de cilindros.
Molienda previa preliminar (Premolienda)
(Permite aumentar la capacidad de
producción de la planta de
molienda con una inversión
relativamente pequeña)
Posteriormente la
molienda final tiene lugar
en un molino tubular que
se alimenta con la parte
no reciclada de la prensa
de cilindros y el rechazo
del separador de aire.
El material que sale del
molino tubular se separa
en un clasificador de aire,
del que el material grueso
se manda otra vez al
molino.
En la mayoría de los casos, las escamas o galletas
prensadas son almacenadas temporalmente en una
tolva antes de su carga en el molino de bolas.
SISTEMAS DE MOLIENDA
En la molienda híbrida la prensa de cilindros es una parte integral de la
instalación de molienda, combinándose la molienda previa con la final
La prensa de cilindros esta integrada en el circuito del molino de bolas y es
cargada con gruesos del separador en una determinada proporción (20 al 80 %)
El material que sale del molino tubular se lleva a un separador, del que el material
grueso, en parte, se devuelve a la prensa de cilindros, y con ello, ésta efectúa una
proporción importante del proceso de molienda.
Este modo de
operación se
emplea en
aquellos casos
en que se puede
obtener un mayor
incremento de
producción que
con la
premolienda.
Molienda
híbrida o
mezclada.
SISTEMAS DE MOLIENDA
Molienda semi-final
o semi-acabada
En este tipo de
instalación el
molino tubular es
alimentado con
parte del material
grueso que sale
del separador.
El material que sale de la prensa de cilindros, en parte, vuelve otra vez a la
prensa y el resto se lleva a un desaglomerador y de este va al separador de
aire. Los gruesos que salen de este van, en parte, al molino para la molienda
final y, en parte, a la prensa de cilindros.
SISTEMAS DE MOLIENDA
Molienda final
En este modo
de operación
el 100 % de la
energía
necesaria
para la
molienda
corresponde a
la prensa de
cilindros
En la molienda final todo el material grueso que sale del separador se devuelve a
la prensa de rodillos. Para que el separador de aire funcione correctamente, la
parte de galleta compacta de material que sale de la prensa de cilindros y va al
separador, hay que desaglomerarla por lo que antes del separador de aire se
dispone un desaglomerador. En algunas instalaciones el molino de bolas
posterior funciona como desaglomerador de la galleta compacta.
Comparación de consumos de energía y capacidad de producción de los
sistemas de molienda con prensa de cilindros
Estos datos se
refieren a la
molienda de clinker.
Generalmente, las
materias primas son
más fáciles de
moler que el clinker,
de ahí que el ahorro
de energía logrado
por tonelada de
crudo, con la
fragmentación en
lecho de material en
prensas de
cilindros, sea de
menor cuantía.
Comparación de las dimensiones y de la potencia de accionamiento
instalada del molino de bolas y de la prensa de cilindros, para los 4
procedimientos de molienda. Comparación de consumos de energía.
Comparación entre los
sistemas de molienda con
molinos verticales de
rodillos y con prensas de
cilindros de alta presión.
El molino de rodillos
verticales es más ventajoso
que la prensa de cilindros
para la molienda de
materiales húmedos,
mientras que en la molienda
de materiales secos (por
ejemplo, < 4 %) la elección
esta abierta.
Comparación entre los sistemas de molienda con molinos verticales
de rodillos y con prensas de cilindros de alta presión.
SISTEMAS DE MOLIENDA
Molienda – secado en molino
tubular Doppelrotator
La alimentación y los gases
calientes entran por los dos
muñones de apoyo y la salida de
ambos componentes es por la
parte central del molino.
Molino Doppelrotator con cámara de predesecación. Sección longitudinal.
Molienda y secado en tandem.
Esquema de
funcionamiento del
molino de martillos
Instalación de molienda-secado en tándem y predesecación en molino de martillos y tubo
ascendente. (Las materias primas con humedad de hasta un 8 % pueden secarse con gases
residuales de salida de los intercambiadores de calor. Humedad más elevada, de hasta el 12
%, exige calentador adicional de aire o también la aplicación del aire residual de los
enfriadores de parrilla
HOMOGENEIZACIÓN
HOMOGENEIZAR SEGÚN EL DICCIONARIO DE LA ACADEMIA DE
LA LENGUA ES : " TRANSFORMAR EN HOMOGÉNEO POR
MEDIOS FÍSICOS O QUÍMICOS UNA MEZCLA O COMPUESTO DE
ELEMENTOS DIVERSOS” .
LA MISIÓN DE LOS SILOS DE MEZCLA EN LA INDUSTRIA
CEMENTERA ES HOMOGENEIZAR EL CRUDO, ASÍ COMO
ALMACENARLO ENTRE LA OPERACIÓN DE MOLIENDA Y SU
PIROPROCESAMIENTO EN EL CONJUNTO INTERCAMBIADOR –
HORNO O INTERCAMBIADOR- PRECALCINADOR – HORNO AL
OBJETO DE DESACOPLAR AMBAS INSTALACIONES
ESTO PUEDE PERMITIR, POR EJEMPLO, HACER EL
MANTENIMIENTO DE LA INSTALACIÓN DE MOLIENDA (MOLINOS ,
SEPARADORES, ETC) Y QUE EL HORNO CONTINUE EN
OPERACIÓN
UNA ALIMENTACIÓN AL HORNO CON UNA COMPOSICIÓN
QUÍMICA UNIFORME Y CON UNA FINURA ADECUADA ES MUY
IMPORTANTE PARA CONSEGUIR UNAS BUENAS CONDICIONES
DE OPERACIÓN DEL HORNO Y PARA OBTENER UN CEMENTO
(CLINKER) DE CALIDAD, SOBRE LA BASE DE LAS MATERIAS
PRIMAS QUE SE ESTAN UTILIZANDO.
LA CONSTANCIA EN LA COMPOSICIÓN QUÍMICA ES UNA PERMANENTE
PREOCUPACIÓN EN EL PROCESO DE FABRICACIÓN
 OBTENER UNA CALIDAD UNIFORME Y CONSTANTE DEL
CLINKER
 LA ESTABILIDAD DE LA MARCHA DEL HORNO Y LA
PERMANENCIA DE LA COSTRA DEL MISMO
DE SUMA IMPORTANCIA PARA LA DURACIÓN DEL REVESTIMIENTO
REFRACTARIO Y PARA QUE LAS PÉRDIDAS DE CALOR POR LA CHAPA
DEL HORNO SEAN MENORES
AL PRINCIPIO DE LA FABRICACIÓN DEL CEMENTO TIPO PORTLAND, SE
UTILIZABAN PROCEDIMIENTOS DE MEZCLA DE LAS MATERIAS PRIMAS EN
SECO, ESTO DABA LUGAR A UN PRODUCTO HETEROGÉNEO Y DE BAJA
CALIDAD
LA INTRODUCCIÓN DE LA VÍA HÚMEDA EN EL PROCESO DE FABRICACIÓN
FUE UN PASO DECISIVO PARA LA OBTENCIÓN DE UN PRODUCTO
HOMOGÉNEO, DE GRAN CALIDAD Y PARA CONSEGUIR UNA MARCHA
ESTABLE EN LOS HORNOS.
LA HOMOGENEIZACIÓN DE LAS MATERIAS PRIMAS EN EL PROCESO DE
FABRICACIÓN DEL CLINKER POR VÍA HÚMEDA ES EL MEJOR SISTEMA
QUE SE CONOCE, TANTO DESDE EL PUNTO DE VISTA DE EFICIENCIA
HOMOGENEIZADORA (GRADO DE HOMOGENEIZACION), COMO
DEL CONSUMO ESPECIFICO DE ENERGÍA (KWh/t). SIN EMBARGO,
TIENE UN GRAVE INCONVENIENTE QUE ES EL ELEVADO COSTE
ENERGÉTICO QUE SUPONE LA POSTERIOR ELIMINACIÓN DEL AGUA
xs
EFICIENCIA HOMOGENEIZADORA (GRADO DE HOMOGENEIZACION) =e =
xe
sxs
sxe
SI EL VALOR MEDIO ES EL MISMO, ENTONCES LA EFICIENCIA VIENE DADA POR:
sxe
e=
sxs
donde :
sxe = Desvíación típica a la entrada
sxs = Desvíación típica a la salida
LA HOMOGENEIZACIÓN EN VÍA HÚMEDA CONSISTE EN LA MEZCLA DE LA
PASTA EN UNAS BALSAS MEDIANTE UN EFECTO MECÁNICO QUE SE
OBTIENE POR LA AGITACIÓN DE UN CARRO QUE GIRA APOYADO EN EL
CENTRO Y SOBRE LA CIRCUNFERENCIA SUPERIOR DEL BORDE DE LA
MISMA Y POR UN EFECTO NEUMÁTICO DEBIDO AL SOPLADO DE AIRE,
PROCEDENTE DE COMPRESORES, POR LA PARTE INFERIOR, QUE
INTRODUCE UNA AGITACIÓN ADICIONAL.
NORMALMENTE, SE UTILIZAN TRES BALSAS DE CAPACIDAD ADECUADA A LA
PRODUCCIÓN DE LOS HORNOS, UNA DE ELLAS SE USA PARA EL MATERIAL
PROCEDENTE DE LA MOLIENDA, OTRA SE USA PARA CORREGIR LA
COMPOSICIÓN QUÍMICA Y LA ÚLTIMA ALIMENTA A LOS HORNOS.
HOMOGENEIZACIÓN NEUMÁTICA DEL CRUDO
EL FUNDAMENTO DE LOS SISTEMAS DE HOMOGENEIZACIÓN NEUMÁTICA
DEL CRUDO SECO CONSISTE EN SU FLUIDIZACIÓN DIFERENCIAL
DENTRO DEL SILO DE HOMOGENEIZACIÓN, HACIENDO PASAR AIRE A
TRAVÉS DEL LECHO DE CRUDO
EL ELEMENTO BÁSICO EN LOS PROCEDIMIENTOS DE HOMOGENEIZACIÓN EN
SECO POR VÍA NEUMÁTICA DEL CRUDO, LO CONSTITUYEN LAS CAJAS DE
DISTRIBUCIÓN DE AIRE O CAJAS DE AIREACIÓN CON QUE SE DOTAN
LOS FONDOS DE LOS SILOS Y QUE SE PUEDEN DISPONER DE DIVERSAS
FORMAS.
Placa microporosa:
- Material cerámico.
- Metálicas de composiciones
diversas (Metales
sinterizados)
CAJAS DE DISTRIBUCIÓN DE AIRE.
- Tejidos textiles de diversas
fibras (lana o tejido filtrante)
LAS CAJAS, NORMALMENTE, TIENDEN A
OCUPAR TODO EL FONDO DEL SILO O
AQUELLA PARTE QUE SE PRETENDE
HOMOGENEIZAR.
A TRAVÉS DE LAS PLACAS POROSAS, SE
IMPULSA EL AIRE A PRESIÓN SOBRE EL
CRUDO Y ENGENDRAN EN SU SENO FINÍSIMAS
CORRIENTES DE AIRE, CON LO CUAL EL
CRUDO PASA A UN ESTADO DE
PSEUDOLÍQUIDO
ES COMÚN A TODOS LOS PROCEDIMIENTOS
DE HOMOGENEIZACIÓN QUE, POR AIREACIÓN
DE LA TOTALIDAD DE LA SUPERFICIE DEL
FONDO DEL SILO A TRAVÉS DE TODAS LAS
CAJAS DISPERSORAS, SE LOGRE EN PRIMER
LUGAR LA SEPARACIÓN INDIVIDUALIZADA DE
LAS PARTÍCULAS, A LA CUAL SIGUE UN
VIOLENTO MOVIMIENTO TURBULENTO, COMO
CONSECUENCIA DE LA AIREACIÓN INTENSIVA
DE UNA PARTE DEL FONDO DEL SILO.
Procedimientos o sistemas de homogeneización
Se han desarrollado diversos procedimientos o sistemas de
homogeneización, los cuales pueden clasificarse en dos grandes grupos:
DISCONTINUOS (LOTES), de operación intermitente
CONTINUOS (ESTRATOS), de operación continua
En los procedimientos discontinuos el crudo contenido en el silo de gran
capacidad se fluidifica completamente. Se necesitan, al menos, dos silos
Normalmente, se proyectan con una capacidad tal que puedan contener
la producción del molino de crudo de 12 a 16 horas o bien para que
puedan alimentar al horno de 2 a 3 días. En uno de los silos se esta
mezclando el crudo que se produce, mientras que el otro alimenta al
horno
Terminada la fase de homogeneización en el silo, que esta en esa
operación, se pasa a alimentar el horno desde ese silo y se pasa a llenar y
a homogeneización el que anteriormente estaba alimentando al horno, y
así alternativa y sucesivamente.
Procedimiento FULLER .
A este procedimiento también se le conoce con el nombre de sistema de homogeneización por
cuadrantes.
EL AIRE DE FLUIDIZACIÓN PROVIENE DE TRES COMPRESORES, DE LOS CUALES DOS SOPLAN A UN
MISMO CUADRANTE (CUADRANTE DE MEZCLA), SE DENOMINA AIRE ACTIVO, Y EL TERCERO SOPLA, AL
MISMO TIEMPO, A LOS OTROS TRES (CUADRANTES DE AIREACIÓN), ESTE ES EL AIRE INACTIVO. UN
SISTEMA DE MINUTERÍAS VAN ROTANDO ESTA DISTRIBUCIÓN DE AIRE POR CADA UNO DE LOS CUATRO
CUADRANTES. ASÍ, LA ACTIVACIÓN DE LA ZONA DE MEZCLA Y DE LAS DE AIREACIÓN SE EFECTÚA
SISTEMÁTICAMENTE Y A INTERVALOS REGULARES DE TIEMPO. EL VOLUMEN DE AIRE PARA MEZCLA
ALCANZA EL 75 % Y EL DE AIREACIÓN EL 25 % DEL TOTAL.
(a)
(a).- Fluctuaciones en el contenido en CaCO3 antes y después de la homogeneización.
(b).- Diagrama del rendimiento de un silo de homogeneización neumática.
Silo con cámara de mezcla
Claudius Peters
Los silos con cámara de mezcla
presentan las siguientes
ventajas:
1.-El silo de almacenamiento y
el de mezcla forman una sola
unidad.
2.-Los gastos de construcción y
equipamiento son, en
comparación, mínimos.
3.-Gastos de servicio mínimos,
debido a un consumo de
energía reducido (0.15-0.3 kWh)
y un mantenimiento mínimo.
4.-Aprovechamiento óptimo de
la capacidad del silo.
5.-Vaciado prácticamente total
(Grado de vaciado 98-99 %).
6.-Alta seguridad en el servicio
por su efecto autolimpiable de
las entradas a las cámaras de
gran superficie y extracción libre
de presión.
Silos de mezcla neumática Claudius Peters
INTERCAMBIADOR DE CALOR
PRONTO SE ADVIRTIÓ QUE EL CALOR QUE ESCAPA CON LOS GASES A LA SALIDA DEL HORNO
ROTATORIO, ADEMÁS DE APROVECHARSE PARA LA PREPARACIÓN DEL CRUDO EN LA INSTALACIÓN DE
MOLIENDA – SECADO Y, SI ES EL CASO DEL CARBÓN,
PODÍA UTILIZARSE CON MAYOR BENEFICIO EN EL PRECALENTAMIENTO DEL CRUDO QUE SE ALIMENTA
AL HORNO
CON ESTA FINALIDAD EN LA ZONA DE ENTRADA AL HORNO (ZONA DE PRECALENTAMIENTO) SE
DISPUSIERON DIVERSOS ELEMENTOS ENTRE LOS CUALES PUEDEN CITARSE LOS SIGUIENTES
-CADENAS SUSPENDIDAS
-DISPOSITIVOS INTERIORES DE ACERO REFRACTARIO O DE MATERIALES REFRACTARIOS.
- LADRILLOS REFRACTARIOS ELEVADORES
INTERCAMBIADOR DE CALOR
La finalidad de tales dispositivos es facilitar el intercambio de calor
entre los gases y/o material refractario y el crudo, al
crear más área de contacto entre ellos
Esto funciona en el caso de vía húmeda, pero si el horno se alimenta
con el crudo ya seco (VIA SECA), los dispositivos anteriores levantan una
gran cantidad de polvo, que es arrastrado por los gases de salida del
horno, lo que trae como consecuencia:
1.-Hay que sobredimensionar el exhaustor y los electrofiltros.
2.-Hay pérdidas de energía.
Una solución es recuperar el polvo,
aunque sea parcialmente, mediante
un ciclón, que además actúa como
intercambiador de calor
Horno largo vía seca con
intercambiador por
suspensión de un tramo
único (Ciclón
recuperador de polvo).
A partir de este principio se han
desarrollado intercambiadores de
calor cada vez más sofisticados con
el fin de que el intercambio de calor
sea mayor y mejorar el rendimiento
térmico.
Estos dispositivos se sitúan en el
exterior del horno, junto al extremo
de alimentación por donde salen los
gases calientes, que transmiten su
calor al crudo (Material de
alimentación).
INTERCAMBIADOR DE CALOR
La principal función del precalentador es aumentar la temperatura del material (CRUDO) antes de
la entrada en el horno, para facilitar el trabajo del mismo. Además se tiene la ventaja de que la
transferencia de calor en el precalentador es mucho más eficiente que la transferencia en el horno,
con lo cual se aumenta la eficiencia del sistema
La mayor eficiencia del sistema se basa en el hecho de que se trabaja con el crudo en suspensión,
con lo que se presentan las tres características de los lechos fluidizados siguientes:
1.- El gran desarrollo superficial del sólido (en este caso el CRUDO) y, por tanto, del área de
interacción CRUDO-GASES
2.-El alto grado de turbulencia con que se produce la interacción
3.-Posibilidad de efectuar el contacto de forma continuada.
INTERCAMBIADOR DE CALOR
Los procesos que han de producirse entre un sólido y un fluido,
siempre podrán resumirse en una transferencia de calor o de
materia o de ambas cosas. Dicha transferencia deberá producirse a
través de la interfase. La ecuación que nos da velocidad de
transferencia de una magnitud, M, se puede tomar de la ley de
Fourier:
dM
d
 KA
dt
dL
que nos dice que la velocidad instantánea de transferencia , en nuestro
caso de calor, es proporcional al área de la superficie a través de la cual
se efectúa la transferencia y al gradiente de la magnitud  que lo
induce, d/dL. En nuestro caso  es la temperatura T. L es una
distancia, espesor o separación.
INFLUENCIA DE LA TURBULENCIA DEL CONTACTO
ES LEY GENERAL QUE EN LAS SUPERFICIES DE
SEPARACIÓN DE DOS FASES EXISTE SIEMPRE
UNA CAPA DE FLUIDO ADHERIDA AL SÓLIDO.
SI EXISTE DESPLAZAMIENTO RELATIVO ENTRE
EL SÓLIDO Y EL FLUIDO, LA CITADA CAPA , A
CAUSA DE LA VISCOSIDAD, SIGUE CON CIERTO
RETARDO LOS MOVIMIENTOS DEL FLUIDO A QUE
PERTENECE. POR ESO, POR GRANDE QUE SEA
LA TURBULENCIA EN LA MASA FLUIDA LA CAPA
LÍMITE QUE RODEA O ENVUELVE AL SÓLIDO SE
DESPLAZA EN CONDICIONES LAMINARES , Y
COMO EN TAL ESTADO NO EXISTEN EN LAS
MOLÉCULAS DE LA CAPA COMPONENTES
TRANSVERSALES DE VELOCIDAD , TODAS LAS
MOLÉCULAS SE MUEVEN PARALELAMENTE A LA
SUPERFICIE SÓLIDA , DE MANERA QUE EL
CALOR O LA MATERIA QUE HAYA DE
ATRAVESARLA HABRÁ DE HACERLO POR UN
MECANISMO DIFUSIVO – LENTO Y NO
CONVECTIVO - RÁPIDO.
Ejemplo de capa límite laminar.
Un flujo laminar sobre una
superficie sólida (línea gruesa). El
perfil de velocidad (u) del fluido
dentro de la capa límite (área
sombreada) depende de la
distancia a la superficie (y).
Debido al rozamiento, la velocidad
del fluido en contacto con la placa
es nula. Fuera de la capa límite, el
fluido se desplaza prácticamente
la misma velocidad que en las
condiciones iniciales (u0).
LA MAYOR O MENOR TURBULENCIA REINANTE EN LA MASA
FLUIDIZADA DETERMINARÁ QUE EL ESPESOR DE LA CAPA LÍMITE SEA
MENOR O MAYOR, RESPECTIVAMENTE. POR ESO , CON RESPECTO AL
LECHO SÓLIDO ESTÁTICO , DONDE EL RÉGIMEN DE CIRCULACIÓN DEL
FLUIDO A SU TRAVÉS ES SIEMPRE LAMINAR (SALVO QUE LA
PERMEABILIDAD SEA MUY GRANDE, PERO EN TAL CASO SERÁ DEBIDO
A UN TAMAÑO GRANDE DE LAS PARTÍCULAS, CON EL CONSIGUIENTE
PEQUEÑO VALOR DE LA SUPERFICIE ESPECÍFICA)
EL LECHO FLUIDIZADO SUPONE UN
PEQUEÑO ESPESOR, , DE LA CAPA LÍMITE
( L = R +  EN LA FÓRMULA DE FOURIER
SERÁ MENOR)
CON EL CONSIGUIENTE AUMENTO DE LA
VELOCIDAD DE TRANSFERENCIA , POR
EJEMPLO DE CALOR. EN GENERAL , EL
ESPESOR DE ESA CAPA ESTÁTICA O
LAMINAR DISMINUYE APROXIMADAMENTE
CON LA POTENCIA 0.7 DE LA VELOCIDAD
DEL FLUIDO.
dM
d

 KA
 KA
dt
dL
L
R
δ
INTERCAMBIADOR DE CALOR
ETAPA
TEMPERATURA
SALIDA DE GAS
(ºC)
TEMPERATURA
SALIDA DE CRUDO
(ºC)
HORNO
ETAPA IV
1010 – 1090
810 – 840
---------------790 - 820
ETAPA III
ETAPA II
690 – 720
530 – 560
650 - 680
490 - 520
ETAPA I
330 – 360
300 - 330
INTERCAMBIADOR DE CALOR
Los gases a su temperatura más alta
entran en contacto con el material al
que hay que ceder el calor cuando
esta a menos temperatura
Como consecuencia del elevado
gradiente de temperatura inicial,
entre los gases y el material, la
mayor parte del calor se cede en el
primer tramo del tubo
(Intercambiador).
Si la longitud del tubo es suficiente y
la velocidad del gas y material no es
demasiado alta, saldrán del tubo a la
misma temperatura o muy cercana la
una a la otra.
En este tipo de flujo puede elevarse la temperatura de los gases de
entrada, con el fin de conseguir una acción de intercambio de calor más
intensa.
En este caso las condiciones
de intercambio de calor serán
diferentes, ya que la diferencia
de temperatura entre los gases
calientes y el crudo es más
pequeña al principio que en el
caso de flujo en paralelo, pero
dicha diferencia es más
uniforme a lo largo del tubo.
El crudo se calentará más
gradualmente y, en
condiciones favorables, su
temperatura alcanzará un
valor muy cercano al de los
gases que entran.
Análogamente los gases
pueden salir a una
temperatura apenas superior
a la del crudo que se alimenta.
Se deduce la superioridad del intercambio de calor en contracorriente, ya que el
crudo más caliente se encuentra con los gases más calientes (Más efectivos). En
los de flujo paralelo lo que se puede hacer es elevar la temperatura de los gases
de entrada. Sin embargo, desde el punto de vista práctico en los precalentadores,
casi nunca es posible trabajar en contracorriente, por la dificultad de mantener el
contraflujo del material pulverizado en una corriente de gas, que en la práctica es
elevada. Sería necesario hacer una sección de paso de gran diámetro
(Precalentador de la casa KRUPP)
El factor decisivo en los precalentadores calentados directamente es el
intercambio térmico por convección, es decir la transmisión de calor a las
partículas del material por medio de los gases calientes que están en contacto
directo con ellas. La conducción y la radiación desempeñan un papel secundario
y, prácticamente, se pueden despreciar.
El proceso Dopol es uno de los tipos de intercambiador por
suspensión del crudo en los gases del horno construido por
Polysius. La denominación Dopol está formada por las sílabas
iniciales de las palabras, Doppelstrom ( corriente doble ) y Polysius.
El intercambiador de calor DOPOL posee dos líneas de ciclones. En
él los tramos primero, tercero y cuarto, contados de abajo a arriba,
consisten en ciclones dobles y dispuestos en paralelo.
El segundo tramo el llamado ( Wirbelschict ) "recinto turbulento" está
incluido como elemento único y trabaja en contracorriente. Para
evitar una irregular calefacción en los ciclones dobles , las dos
corrientes de material se reúnen en dicho recinto turbulento y allí son
sometidas a movimientos turbulentos . Las tuberías del tramo
inferior ( el más caliente) tienen sección elíptica para impedir la
formación de adherencias, al contrario de lo que ocurre en las de
sección cuadrada.
La división de la vena gaseosa en dos líneas permite establecer
ciclones de menores dimensiones para la misma cantidad de gases,
con idéntico poder de separación. El desarrollo del sistema con
ciclones dobles, sugirió la posibilidad de que junto a su mejor poder
de separación se puede llegar, sin variar su estructura ni conexión
paralela a sistemas de hornos de grandes caudales con líneas de
intercambio a voluntad.
Representación
esquemática de un
intercambiador de
calor DOPOL,
PRECALCINACIÓN
CaCO3 + Q → CaO + CO2 ΔH =
CALCINACION: 2000 kJ/kg
clinker
COMO LA TRANSFERENCIA DE CALOR TIENE LUGAR DE FORMA MÁS EFICAZ CUANDO EL CRUDO ESTÁ
EN SUSPENSIÓN EN LOS GASES, SE DEDUCE QUE EL PROCESO DE PRECALENTAMIENTO Y
CALCINACIÓN DEBERÍA DE REALIZARSE EN INSTALACIONES TRABAJANDO EN ESTADO FLUIDIFICADO Y
NO EN EL HORNO DONDE EL MATERIAL FORMA UNA CAPA EN LA PARTE INFERIOR DEL TUBO, CON
REDUCIDA ÁREA SUPERFICIAL DE INTERCAMBIO.
DE ELLO RESULTA UN CONSIDERABLE AUMENTO EN LA VELOCIDAD
DE REALIZACIÓN DE DICHOS PROCESOS, Y EN CONSECUENCIA LA
POSIBILIDAD DE REDUCIR EL TAMAÑO (VOLUMEN) DE LA
INSTALACIÓN EN LA CUAL HAN DE REALIZARSE.
LA DURACIÓN DEL PROCESO DE CALCINACIÓN EN EL HORNO TIENE
UNA DURACIÓN ENTRE 15-30 MINUTOS Y OCUPA APROXIMADAMENTE,
LA MITAD DEL HORNO, MIENTRAS QUE EN EL PRECALCINADOR EN
LECHO FLUIDIFICADO LA DURACIÓN ES DE SOLAMENTE 2 SEGUNDOS
DESPUÉS DE LA APARICIÓN DE LA FASE LÍQUIDA, CON LA
CONSIGUIENTE NODULIZACIÓN, EL PROCESO DE CALENTAMIENTO
(COCCIÓN) NO PUEDE REALIZARSE EN LECHO FLUIDIFICADO DEBIDO A
LA ADHESIÓN DEL MATERIAL A LAS PAREDES DEL REACTOR, LO QUE
PRODUCIRÍA SU TAPONAMIENTO. POR CONSIGUIENTE, PARA EL
TRATAMIENTO DEL MATERIAL EN EL INTERVALO DE TEMPERATURA
ENTRE 1100-1450 ºC,
EL HORNO ROTATORIO ES LA MEJOR SOLUCIÓN
El horno rotatorio sólo sirve como intercambiador
eficiente de calor en la zona de clinkerización (Zona
de alta temperatura), donde la transmisión de calor
tiene lugar por radiación, proporcionalmente a T4
según la ley de Stefan-Boltzmann (Calor irradiado por
los gases y las paredes del horno a alta temperatura).
Sin embargo, en las zonas más frías del horno, en las
que tiene lugar la calcinación, el intercambio de calor
no es eficiente, ya que tiene un rendimiento muy bajo
comparándolo con el de otros tipos de
intercambiadores en los que los gases están en un
contacto más directo con las partículas de crudo y la
transferencia de calor es, casi exclusivamente por
convección.
EN EL PRESENTE ESTADO DE DESARROLLO TECNOLÓGICO LA MEJOR SOLUCIÓN PARA OBTENCIÓN DEL
CLÍNKER ES LA DIVISIÓN DEL PROCESO DE COCCIÓN EN DOS ETAPAS, QUE SE LLEVARÍAN A CABO EN
INSTALACIONES SEPARADAS:
-ETAPA DE PRECALENTAMIENTO Y CALCINACIÓN, EN LECHO FLUIDIFICADO
- ETAPA DE SINTERIZACIÓN Y CLINKERIZACIÓN EN HORNO ROTATORIO
En la tecnología clásica, utilizando solamente el horno rotatorio, el calor necesario para el precalentamiento y
calcinación del crudo se genera en la zona de combustión del horno rotatorio. Debido a ello la capacidad de
producción esta limitada, ya que la CARGA TÉRMICA ESPECÍFICA (Qte) en la zona de combustión del horno,
cantidad de calor que fluye por hora a través de 1 m2 de sección libre en la zona de clinkerización, no debe
ser superior a, aproximadamente, 24 kJ/m2.h , la que da un grado de llenado que no debe exceder del 12-14
%.
Por su parte, la carga térmica (Qt) en la zona de sinterización, es la cantidad de calor que se produce por hora
y por m3 del espacio correspondiente a dicha zona. Se tiene que:
Qte = Qt L
donde:
L = Longitud de la llama
GRADO DE LLENADO (ϕ)

F
Area segmento circular
100 
100
f
Area circulo
ϕ = Grado de llenado
F = Area de la sección transversal de la parte del horno llena de material, m2 .
f = Area de la sección transversal total, m2 .
Área segmento circular = Área sector circular – Área
triángulo
 r 2 1 2
1  

F
 r sen  r 2 
 sen 
360 2
2  180


1
2
 


sen


100
180


α = Angulo que cubre el material en el horno
K
 K  2arcsen  
 2r 


 H  2arccos 1 
H

r 
Área círculo
f = πr2
Existe un fórmula con la que se obtienen valores satisfactorios y es la siguiente:
H
  1.088  1.164  
D
Indicación de la cuerda, K, y de la flecha del
arco, H
En el diagrama esquemático de la figura pueden verse las diferencias entre los sistemas SP y SF. En el
sistema SP (suspensión Preheater), en el precalentador, que se sitúa justo a la entrada del horno, se consigue
una calcinación del crudo que, generalmente, oscila entre el 40 – 45 % de calcinación, de manera que el otro
55 - 60% de calcinación se ha de realizar en el horno rotatorio, en sus dos primeros tercios de longitud, siendo
el tercio restante para la cocción.
En el sistema SF el crudo entra prácticamente calcinado en el horno (95 – 98 %) y, por tanto, su longitud es
más pequeña, pues no necesita la zona de calcinación.
Comparación entre los sistemas SP y SF. Longitud
del horno
La introducción de una segunda fuente de calor en una instalación en lecho
fluidificado (Sistema SF) nos ofrece las siguientes posibilidades, con respecto a
un sistema SP manteniendo el mismo diámetro del horno (La longitud más
pequeña):al mismo nivel, reducir la carga
1.- Manteniendo la capacidad de producción
térmica especifica (kJ/m2.h) en la zona de combustión, ya que en esta
solamente hay que aportar el calor necesario para la clinkerización. Esta
posibilidad tiene las siguientes ventajas:
- Aumentar la duración del revestimiento refractario del horno.
- Menor tendencia a la formación de incrustaciones y acumulaciones en la
cámara de entrada al precalentador.
Lo anterior implica una mayor continuidad de operación del horno, ya que las
paradas son más espaciadas en el tiempo.
2.- Mantenimiento al mismo nivel la carga térmica específica en la zona de
combustión, aumentar de forma considerable la capacidad, ya que se puede
aumentar el grado de llenado. Esto permite una mejor utilización del potencial de
capacidad de producción del horno y así como una reducción de los costes de
inversión, manteniendo el efecto favorable de la reducción de formación de
acreciones.
3.- Si no se quiere ni aumentar la capacidad
de producción ni disminuir la carga
térmica especifica en la zona de combustión, entonces la posibilidad que surge
es la de trabajar con un horno de menor diámetro, además de más corto.
El proceso tecnológico de fabricación del clinker realizando la calcinación en lecho fluido, ha surgido como
consecuencia de que la industria del cemento va hacia INSTALACIONES DE GRAN CAPACIDAD DE
PRODUCCIÓN, con reducción de gastos de construcción y de mantenimiento, y el sistema SP tiene límites
técnicos, pues si el grado de llenado no puede superar el 14 %, la única manera de incrementar la capacidad
de producción es aumentar el diámetro del horno, pero esto tiene un límite.
Si se quiere conseguir una mayor calcinación en el sistema SP, hay que trasladar al precalentador la
transferencia de calor que tiene lugar en el horno rotatorio, esto requiere que la temperatura de los gases a la
salida del horno estén por encima de los 1200 ºC.
Esto daría lugar a la aparición de elementos volátiles, tales como álcalis, azufre y cloro, en el intercambiador,
con el consiguiente riesgo de formación de incrustaciones y acumulaciones, que pueden producir
taponamientos y atascos. Por tanto, no se puede aportar el calor a través del horno, haciéndolo más corto o
bien quemando más combustible.
Esta última solución incrementaría la carga térmica específica en la zona de combustión del horno y además
es antieconómica.
Entonces la solución es aportar el calor directamente en la instalación donde se va a realizar el proceso de
calcinación, (Sistema SF, suspensión flash). Para ello se quema en el precalcinador entre el 60-65 % de la
cantidad total de combustible y, en general, se hace con el denominado AIRE TERCIARIO PROCEDENTE DEL
ENFRIADOR DEL CLÍNKER.
VENTAJAS DEL PROCESO DE PRECALCINACIÓN.
1.- El crudo entra prácticamente calcinado al horno (90-95 %) y, por tanto la
longitud del horno rotativo se reducirá. Esto exige un menor terreno para su
instalación. La superficie en planta necesaria para la construcción, se reduce en
un 25 %.
2.- La reacción de calcinación: CaCO3 ↔ CaO + CO2, en el precalcinador, se
realiza en pocos segundos (2 segundos, aproximadamente) con lo que se
reducirá el tiempo de fabricación, lo que implica un aumento de la producción.
3.- El proceso de combustión en el precalcinador se realiza a una temperatura
más baja que en la zona de clinkerización del horno rotatorio. De ello resulta que
la proporción de combustible quemado en el precalcinador da lugar a una menor
formación de óxidos de nitrógeno (NOx). Por este motivo pueden quemarse
combustibles de bajo grado (peor calidad) y, por tanto, más baratos. Por otra
parte, los óxidos de nitrógeno contenidos en los gases que salen del horno se
reducen, ya que en este sólo se quema el 40 % del combustible. De hecho la
concentración media de NOx resulta ser de 1/3 a 1/5 de la existente en el sistema
SP.
VENTAJAS DEL PROCESO DE PRECALCINACIÓN.
4.- Se puede conseguir la misma capacidad de producción, que un sistema SP,
con hornos rotatorios de diámetro más pequeño. Estos ofrecen las siguientes
ventajas:
- Pérdidas de calor, debidas a la radiación y a la convección, son más pequeñas,
ya que su superficie es menor. Esto constituye uno de los factores para que, en
comparación con el sistema SP el consumo específico de calor en el sistema SF
sea entre un 5-10 % inferior.
- Pueden ser calentados en menor tiempo, por ejemplo después de una parada,
con lo que un sistema SF puede alcanzar la capacidad normal de producción en
18 horas sin dificultad. Además el cambio del revestimiento refractario se hace
más rápidamente, con lo que se reduce el tiempo de parada. Por otra parte, el
tiempo transcurrido entre parada y parada es mayor debido a la mayor duración
de revestimiento refractario. A causa de esto, la producción anual de un sistema
SF será entre un 5 y un 8 % más alta que para un sistema SP.
VENTAJAS DEL PROCESO DE PRECALCINACIÓN.
5.- Una de las ventajas más destacables del sistema SF es la duración del revestimiento refractario. Se suministra menos
calor al horno. (Aproximadamente sólo el 40 % del combustible total, se quema en el horno). En las plantas ya existentes,
con un horno de dimensiones ya dadas, y si no se aumenta la velocidad de paso del material, la velocidad de suministro
de dicho calor puede reducirse, con lo que disminuye la carga térmica del horno respecto a uno con el sistema SP, esto
trae consigo un aumento de la vida del revestimiento refractario. Esto aumenta el intervalo de tiempo entre parada y
parada del horno, la que incrementa su disponibilidad y, por tanto, su productividad.
En la figura puede verse el consumo específico de
ladrillos refractarios básicos de hornos con sistema SP y
con sistema SF en función de la capacidad de producción.
La línea de consumo de los hornos con sistema SF es casi
plana es decir, independiente de la capacidad de
producción, y la media del consumo está alrededor de los
0.2 kg/t clínker, que representa de 1/3 a 1/5 de lo que
requeriría un horno con sistema SP.
En el sistema SP, y debido al aumento de la capacidad, la
duración del revestimiento refractario se acorta, ya que
se incrementa la carga térmica por sección del horno y
también por la deformación de la envolvente del horno.
En consecuencia, no resulta económico construir
grandes hornos SP a la vista de los costes de
mantenimiento y de la disponibilidad del mismo
Consumo específico de ladrillos básicos
para hornos con sistemas SP y SF
VENTAJAS DEL PROCESO DE PRECALCINACIÓN.
6.- Costos de instalación: El ahorro en el costo inicial del sistema SF frente al SP será mayor debido al incremento de
capacidad. Supondrá un 10 % en una planta de 3000 t/día y más del 20 % en una de 8000. Por supuesto, para conseguir
esta última producción en un sistema convencional (SP), ha de dividirse en dos hornos rotativos, dos precalentadores y
dos sistemas de enfriamiento del clínker
7.- Sistema de operación: cerca del 90 - 95% de la calcinación del crudo se realiza antes de que éste entre en el horno
rotativo, precisamente en el precalcinador SF, siendo minimizadas las fluctuaciones en la calcinación mediante un control
automático del fuel en el horno flash. Por ello, en condiciones normales de operación, no hay necesidad de variar la
cantidad de fuel y la velocidad de giro del horno. Según esto, el proceso SF no requiere operadores experimentados y, en
conjunto, la operación resulta más fácil, siendo el clínker producido más uniforme que en los hornos SP.
8.- Control por computador: como la transferencia de calor en el horno flash es realizada instantáneamente y el tiempo de
retención en el horno es de sólo 20 minutos, el control por computador puede ser aplicado de la manera más racional.
VENTAJAS DEL PROCESO DE PRECALCINACIÓN.
9.- By-pass: con el propósito de reducir el contenido de álcalis en el clínker o
prevenir las posibles anomalías en el funcionamiento debidas a las pesadas
costras, el sistema de by-pass para los gases del horno que se viene aplicando en
la industria puede ser usado para este sistema. Sin embargo, pueden obtenerse
algunas ventajas frente al sistema convencional, ya que la concentración de
álcalis en la corriente de gases de salida del horno es aproximadamente el doble
Por tanto, la cantidad de
álcalis puede ser eliminada a
través del by-pass con la
mitad del volumen de gases.
Como resultado, la pérdida
de calor en el gas del horno
de deshecho y los costos
iniciales de inversión para
equipos adicionales se
pueden reducir a la mitad
respecto a los sistemas SP.
Sistema de horno
precalentador/precalcinador
con by – pass
TIPOS DE PRECALCINADORES
Existen dos tipos básicos de sistemas de horno con precalcinador:
1.- Precalcinación en conducto ascendente sin conducto de aire terciario.
PRECALCINACIÓN PARCIAL
2.- Sistemas de precalcinación independiente con conducto de aire terciario.
PRECALCINACIÓN COMPLETA
PRECALCINACIÓN PARCIAL. SISTEMAS SIN DUCTO DE AIRE TERCIARIO
En la precalcinación parcial, las posibilidades de la técnica de precalcinación (Grado de calcinación del 95-98 %) no se
utilizan y en este tipo de sistemas la calcinación se lleva hasta un 50-70 %, con un aporte de un 25-30 % del combustible
total en el lecho fluidificado. En este caso no es necesaria la instalación o construcción de un precalcinador y el
combustible se aporta en el conducto de gases que une el horno con el ciclón del tramo IV. Lo que si puede hacerse es
una modificación de dicho conducto.
Además las plantas ya existentes y que disponen de enfriadores planetarios, no ofrecen la
posibilidad de disponer de aire terciario para aportar al precalcinador, ya que el aire
necesaria para la combustión en el conducto, que hace las veces de precalcinador, se
aporta a través del horno (La cantidad de exceso de aire en el horno se aumenta).
PRECALCINACIÓN PARCIAL. SISTEMAS SIN DUCTO DE AIRE TERCIARIO
El tanto por ciento de combustible, respecto al total,
que se puede quemar en el precalcinador depende de la
cantidad de aire que se pueda enviar a la zona de
combustión del precalcinador, sin perjudicar la
temperatura de llama en la zona de clinkerización.
Dicha temperatura se reduce debido a que hay que
calentar cierta cantidad de aire que no interviene en la
combustión. Al bajar la temperatura de llama disminuye
la intensidad de intercambio de calor lo que puede
producir una disminución de la capacidad de
producción del horno. En la figura puede verse el grado
de transferencia de calor en función de la temperatura
de llama.
Grado de transferencia de calor en
función de la temperatura de llama
PRECALCINACIÓN PARCIAL. SISTEMAS SIN DUCTO DE AIRE
TERCIARIO
Si se intenta conseguir un
grado de calcinación elevado
en el precalcinador quemando
más combustible en el y, por
tanto, menos en la zona de
clinkerización del horno, la
temperatura de llama en esta
zona disminuirá y se limitara la
capacidad de clinkerización
(producción) del horno.
En ese sentido hay una
proporción óptima (Máxima) de
combustible, que es la que hay
que usar en este método de
precalcinación.
Cambio en la capacidad de producción del horno con el grado de
precalcinación.
(A).- Precalcinación sin ducto de aire terciario (PARCIAL)
(B).- Precalcinación con ducto de aire terciario (TOTAL)
PRECALCINACIÓN PARCIAL. SISTEMAS SIN DUCTO DE AIRE TERCIARIO
Las posibilidades de quemar mas o menos
combustible en el precalcinador, sin perjudicar la
temperatura de llama, depende de la temperatura
del aire secundario y del poder calorífico del
combustible que se queme en la zona de
clinkerización, como puede verse en la figura .
Cuanto mas alto es el poder calorífico del
combustible (se obtiene el mismo calor con una
menor masa de combustible y, por tanto, el calor
necesario para llevarlo a la temperatura de
combustión es menor,
Q = mceΔT
y mas alta es la temperatura del aire secundario
mayor puede ser la relación
 COMBUSTIBLECALCINADOR 


COMBUSTIBLE
HORNO


sin una excesiva reducción de la temperatura
de llama.
Temperatura de llama en función del
exceso de aire para diferentes
temperaturas del aire secundario y dos
tipos de combustible
TIPOS DE SISTEMAS CON PRECALCINACIÓN PARCIAL
En la figura puede verse un sistema SP convencional comparándolo con uno con PYROCLON - S.
Se observa que el conducto que une el horno con el ciclón del tramo IV, ha sido extendido adecuadamente y esta
compuesto por dos ramas: una ascendente y otra descendente.
Esta solución asegura la combustión completa del combustible y el intercambio de calor con el crudo, sin una elevación
peligrosa de la temperatura del crudo que se calcina. La altura del conducto se ajusta dependiendo del tipo de combustible,
para asegurar su combustión completa antes de la entrada al ciclón de la etapa IV del intercambiador de calor de ciclones.
SISTEMA SP
CONVENCIONAL
SISTEMA
PYROCLON - S
PRECALCINACIÓN TOTAL. SISTEMAS CON DUCTO DE AIRE TERCIARIO
Los sistemas con precalcinador y con ducto de aire terciario permiten la calcinación casi completa del crudo
y proporcionan las capacidades de producción más altas con el consumo energético mas bajo. Con la
combustión del 60-65 % del combustible en el precalcinador se consigue una calcinación del 90-95 % y se
asegura un incremento de la capacidad de producción de 2.5 veces mayor que la de un sistema convencional.
La realización de un grado de calcinación más elevado no es oportuno, ya que la no finalización del proceso
de calcinación constituye un regulador, que previene un excesivo aumento de la temperatura en el
precalentador lo que es importante para:
1.- Prevenir ACUMULACIONES E INCRUSTACIONES de material en el precalcinador y en el precalentador,
debidas a fusiones a baja temperatura, que pueden bloquear la entrada de gases.
2.- Prevenir una elevada temperatura de salida de los gases, que trae consigo mayores pérdidas de calor.
3.- EVITAR AGLOMERACIONES O AGREGADOS de partículas en el precalcinador, que se favorecen por un
aumento de la temperatura, que pueden no tener el tiempo suficiente para ser calcinados, debido al corto
espacio de tiempo que el crudo permanece el precalcinador, normalmente 2 segundos, que es demasiado
corto para que dichos aglomerados se calcinen completamente.
PRECALCINACIÓN TOTAL. SISTEMAS CON DUCTO DE AIRE TERCIARIO
Los precalcinadores además deben de asegurar la combustión completa del combustible, para que los gases
de salida no contengan CO. Estos gases tienen una temperatura ligeramente superior, que en el caso de una
instalación de intercambiador de ciclones convencional. Sin embargo, las pérdidas de calor por las paredes
del horno son menores.
La combustión del combustible en los precalcinadores se lleva a cabo con LLAMA DÉBIL, ya que el
intercambio de calor, que tiene lugar en un 90 % por el mecanismo de convección, es muy intenso entre las
partículas de crudo y de combustible, que además de ser muy pequeñas están muy juntas. Estas condiciones
favorables para el intercambio de calor, son la razón para que el tiempo de calcinación sea muy corto y que
venga determinado por la velocidad de la reacción química, y no por la transferencia de calor ni de masa.
Para obtener un buen mezclado entre el crudo y el combustible y los gases calientes provenientes del horno,
en la mayoría de los precalcinadores se crea un movimiento tipo VORTEX.
SISTEMAS DE PRECALCINACIÓN TOTAL
Los sistemas de precalcinación con conducto de aire terciario se pueden clasificar en cuatro grupos:
- Sistema de precalcinación del tipo ILC (In Line calciner systems)
- Sistema de precalcinación del tipo SLC (Separate Line calciner systems)
- - Sistema de precalcinación del tipo SLC-S (Semi - Separate Line calciner systems)
- Sistema de precalcinación del tipo SLC-S (Semi - Separate Line calciner systems)
En el sistema ILC los gases del horno pasan por el precalcinador, mientras que en los otros sistemas no.
SISTEMAS DE PRECALCINACIÓN TOTAL
Precalcinador PYROCLON
El sistema PYROCLON S sin tubería de aire terciario se utiliza en combinación con el horno y el enfriador de satélites
especialmente para aumentar rendimientos
El sistema PYROCLON R con conducción de aire terciario paralela al horno se ha impuesto en el mercado para las plantas
nuevas y para hogares secundarios con una proporción superior al 40 % del combustible a quemar
Para reducir la proporción de los óxidos de nitrógeno (NOx)en los gases de escape del horno se desarrollo el calcinador
PYROCLON LowNOx, que cumple al mismo tiempo dos importantes funciones:
1.-Descarbonatar ampliamente el crudo, como lo hace un PYROCLON normal.
2.- Eliminar el NOx que se forma en el hogar del horno como consecuencia de las altas temperaturas de llama.
La eliminación del NOx, se consigue en el calcinador PYROCLON LowNOx creando una atmósfera de gas
reductora con fuerte formación de monóxido de carbono (CO).
(i).- ZONA DEL AIRE LIMPIO donde se quema la mayor parte del combustible del calcinador con el aire
terciario, disponiéndose así de la mayor parte de la energía para la descarbonatacion del crudo
(ii).- SECTOR LowNOx donde se quema la menor parte del
combustible del calcinador en los gases de escape del horno,
generándose una atmósfera reductora al formarse monóxido de
carbono (CO)
(iii).- ZONA DE LOS FLUJOS, donde tiene lugar un mezclado lento,
debido a la conducción casi paralela de ambas corrientes de gas a
casi igual velocidad, hasta un cambio de dirección de 180 °,
quedando así asegurado un tiempo de reacción lo suficientemente
grande.
El gas de escape del horno y el aire terciario se conducen al
calcinador en flujos distintos que forman un ángulo agudo. Como
consecuencia de ello, ambas corrientes se mezclan muy lentamente.
A la corriente de gases de escape del horno, pobre en O2 se añade a
si mismo combustible.
El CO que se forma en ella (combustión incompleta al no existir la
cantidad suficiente de O2), puede desintegrar así una parte del NOx
de los gases de escape del horno. Simplificando diremos que el
CO reacciona, por ejemplo, con el NO formando CO2 y N2, según la
reacción:
2CO + 2NO → 2CO2 + N2
La presencia del crudo y del carbón en polvo tiene entonces un
efecto catalizador
(iv).- ZONA DE MEZCLADO, que llega hasta la entrada del ciclón inferior y es donde se deshacen los flujos
y tiene lugar la combustión total residual del CO a CO2.
SISTEMAS DE PRECALCINACIÓN TOTAL
Precalcinador PYROCLON
Con el fin de evitar que lleguen hasta el ciclón
inferior del precalentador corrientes de CO - pese
a la inversión de 180 º del flujo, en el vértice del
tramo de combustión - se desarrollo la cámara de
reacción PYROTOP la cual genera una mayor
turbulencia que el codo de 180 º. Aún cuando
tiene un aspecto parecido, no es realmente un
ciclón, por lo que la pérdida de carga es reducida.
Las características del precalcinador
PYROCLON LowNOx son:
- Simplicidad de diseño.
- Suspensión en flujos paralelos.
- Completa combustión del combustible.
- Máxima reducción de NOx térmico.
- Mínima formación de NOx debido al
combustible.
- No hay costes adicionales por:
* Consumo calorífico.
* Pérdida de carga
* Utilización de aditivos
Cámara de arremolinado PYROTOP
Representación
esquemática un
horno con
precalcinador
PYROCLON
LowNOx
FORMACIÓN DEL CLINKER
TEMPERATURA (T )
MINERALES NATURALES 
TIEMPO (t ), PRESION ( p ) MINERALES HIDRAULICOS
Minerales que
corrientemente están
presentes en las materias
primas para la fabricación
del clinker
Transformaciones
químicas en el
tratamiento térmico
del crudo
(REACCIONES
PRINCIPALES DE
CLINKERIZACIÓN)
CALCINACIÓN
CaCO3 (s)  CaO(s) + CO2 (g) 
H  1764 kJ / kg (20 º C) H  1643 kJ / kg (890 º C )
La presión de disociación
(descomposición) es una
atmósfera cuando la temperatura
es de 883 ºC, sin embargo la
descomposición de la caliza
llega a ser significante a 500 600 °C si la presión parcial de
CO2 se mantiene suficientemente
baja o si la caliza está
íntimamente mezclada con
materiales tales como el cuarzo
o productos de descomposición
de las arcillas, que reaccionan
con el óxido de calcio
La velocidad del proceso de descomposición de la caliza puede estar controlada por los factores
1.- Cinética de la reacción química. Velocidad de la propia reacción en la interfase.
La reacción que tiene lugar puede representarse por un proceso reversible de rotura de un enlace químico para dar iones carbonato e iones
calcio, para que a continuación tenga lugar el agrupamiento de los iones calcio con el oxígeno para formar los cristales de óxido de calcio.
Esto puede representarse de la siguiente forma:
ROTURA
Ca 2  CO2 
Ca 2  O2   CO  CaO  CO 
CaCO3 

DE ENLACES
3 
2
2







2.- Transporte de materia.
Difusión del gas CO2 formado en la interfase hacia la superficie exterior, a través de la zona calcinada y su posterior eliminación de la
superficie exterior (Ambiente atmósfera del horno)
3.- Transporte de calor. Flujo de calor desde el horno hacia la superficie exterior de la partícula y de esta hacia la interfase de reacción.
Representación esquemática de la descomposición de una partícula esférica (por ejemplo. CaCO3) que da lugar a un producto poroso (por
ejemplo CaO) y un gas (por ejemplo CO2). La reacción es endotérmica, requiriendo la transferencia de calor. Las fuerzas motrices para el calor
y el transporte de masas para la descomposición en estado estacionario son expresadas como temperaturas y presiones en el horno (Tf,Pf),
en la superficie de la partícula (Ts,Ps) y en el intercara de reacción (Tr,Pr).
La etapa o proceso más lento de los tres anteriores determinará la velocidad global de la reacción de descomposición de la
caliza.
Las variables más importantes a considerar son:
1.- Temperatura del material en la intercara de reacción, que nos determina el valor de la presión parcial de equilibrio de
CO2. A mayor temperatura mayor será dicha presión y como consecuencia de ello la velocidad de reacción, pues se facilita
el que exista un gradiente de presión, con respecto al CO2 , mayor, facilitándose la difusión del gas CO2 formado en la
interfase hacia la superficie exterior, a través de la zona calcinada.
2.- Temperatura del gas que circunda a las partículas de caliza y que nos va a determinar la velocidad de transferencia de
calor.
A mayor temperatura la transferencia de calor será mayor y, por tanto, la velocidad de reacción.
3.- Presión parcial exterior de CO2, derivada de
la descomposición de la caliza y de la
combustión del combustible.
Cuanto mayor sea dicha presión la calcinación
será más lenta, ya que entonces la difusión del
gas CO2 formado en la interfase hacia la
superficie exterior, a través de la zona
calcinada, será menor al existir un gradiente de
presión, con respecto al CO2, más pequeño.
REACCIONES ENTRE FASES SÓLIDAS
A partir de temperaturas comprendidas entre 550 ºC y 600 ºC comienzan a producirse reacciones entre fases
sólidas, por las cuales se combinan los productos de descomposición del CaCO3 con los de la arcilla,
formándose primero y preferentemente compuestos de menor contenido de cal, como por ejemplo aluminato
monocálcico, CA, y silicato dicálcico, C2S.
El CA se combina con cal libre de lo que resulta
la formación de la fase intermedia C12A7.
También se forman varios compuestos
diferentes en la gama de temperaturas entre la
calcinación y la iniciación de la formación de la
fase líquida (1260-1310 ºC), que sólo son
estables dentro de límites estrechos de
temperaturas
Estos incluyen la formación del mineral
“gehlenita”, 2CaO.Al2O3 .SiO2
MINERALES INTERMEDIOS FORMADOS DURANTE
EL PROCESO DE COCCION DE CLINKER
REACCIONES ENTRE FASES SÓLIDAS
El mineral “gehlenita”, 2CaO.Al2O3 .SiO2 se descompone a temperaturas más elevadas (alrededor de 1100
ºC), y comienza la formación de 3CaO.Al2O3, y 4CaO.Al2O3 .Fe2O3.
La formación del C4AF tiene lugar dentro de la gama de temperaturas de 1100 ºC a 1250 ºC. El compuesto
C12A7 se observa a temperaturas entre 900 ºC y 1100 ºC y se convierte en C3A a temperaturas de 1100 ºC y
mayores. Además, el CaCO3 que queda se descompone y la CaO libre alcanza un valor máximo.
En general, las reacciones entre fases sólidas transcurren muy
lentamente, pero se pueden acelerar mediante:
1.- Reducción del tamaño de partículas (aumento de la superficie
específica)
2.- Buena homogeneización
3.- Aumento de la temperatura
4.- Distorsión de las redes cristalinas.
FORMACIÓN DE LA FASE FUNDIDA
La primera formación de fase liquide (fundida), la cual indica el
comienzo de la sinterización o clinkerización, tienen lugar a
temperaturas comprendidas entre 1260 ºC y 1310 ºC
La composición de la mezcla cruda determina la temperatura
de la formación inicial de fase líquida, la cantidad de líquido
formada a una temperatura dada, así como las propiedades
físicas del liquido, tales como su viscosidad, a una
temperatura dada.
Por tanto, los procesos y reacciones que tienen lugar entre
1300 ºC y 1450 ºC ocurren en presencia de una cantidad
sustancial de fase fundida y son los siguientes:
1.- Formación física del clinker. Nodulización
2.- FORMACIÓN DE LA ALITA. Reacción de la cal libre, de la
sílice que pueda quedar sin reaccionar y de parte de la belita,
para dar alita (silicato tricalcico).
La primera formación de fase líquida,
tiene lugar a una temperatura
comprendida entre 1250 y 1300 ºC, y su
proporción aumenta muy rápidamente
en un pequeño intervalo de temperatura
y después permanece prácticamente
constante, alcanzando un valor máximo
a, aproximadamente, 1450 °C, que
oscila entre el 20 % - 30 %).
En esta figura se puede observar
también que la zona de clinkerización,
está dividida en tres zonas:
- Zona de calentamiento al final de ella
se forma la fase líquida.
- Zona de fase líquida en ella tiene lugar
la nodulización.
- Zona de máxima temperatura situada
debajo de la llama, donde se forma la
alita
Diagrama esquemático de las zonas
del horno. Evolución del contenido
de fase fundida.
CONTENIDO DE FASE LÍQUIDA
1338 ºC:
6.10Fe 2O3 + Max(MgO, 2) + K 2O + Na 2O
(MA > 1.38)
1338 ºC:
8.20Al2O3 - 5.22Fe 2O3 + Max(MgO, 2) + K 2O + Na 2O
(MA  1.38)
1400 º C : 2.95Al 2O3 + 2.20Fe 2O3 + Max(MgO, 2) + K 2O + Na 2O
1450º C :
3.00Al 2O3 + 2.25Fe2O3 + Max(MgO, 2) + K 2O + Na 2O
La cantidad de fase fundida que
se forma depende de la
composición química del crudo,
así por ejemplo al aumentar el
módulo de silicatos,
manteniendo los demás
parámetros constantes (Módulo
de alúmina y factor de
saturación en cal), disminuye la
proporción de fase líquida
Diagrama de Terrier
Se puede apreciar que a 1450 °C los efectos
de los dos óxidos sobre la cantidad de fase
fundida son aditivos y bastante similares.
Sin embargo, a 1338 °C los efectos no son
aditivos y la máxima cantidad de fase fundida
para un contenido total dado de alúmina y
óxido de hierro se obtiene para una relación
A/F = 1.37
Un aumento del contenido de Al2O3, en, por
ejemplo, un 4.5% y mayor, manteniendo la
concentración de Fe2O3 constante, por
ejemplo a un 2.3 %, no resulta en ningún
cambio de la cantidad de liquido, ya que la
curva de iso-Fe2O3, es paralela a la curva de
iso-liquido en esa región.
Si, por otro lado, la concentración de Al2O3,
se mantiene constante y se aumenta la
concentración de Fe2O3, la cantidad de
liquido aumenta rápidamente hasta que
alcance un máximo de un 20 % a una
concentración de Fe2O3, correspondiente de
un 3.3 %. Un aumento adicional de la
concentración de Fe2O3 resulta en una
reducción de la cantidad de líquido.
De esa manera, el uso más efectivo de Al2O3 y Fe2O3, en lo que se refiere a la formación de líquido e
1338C ocurre a un valor del MA igual a 1.38. A temperaturas superiores a 1400 ºC, cualquier aumento del
Al2O3, y/o Fe2O3 resultará en una cantidad de líquido superior. En este caso, un aumento del Al2O3 tendrá
el efecto más pronunciado.
FORMACIÓN FÍSICA DEL CLINKER. NODULIZACIÓN.
EN LA PRIMERA ETAPA DE LA CLINKERIZACIÓN LA FASE FUNDIDA FORMADA HACE
QUE EL CRUDO SE NODULICE. LA NODULIZACIÓN DE CLÍNKER SE REFIERE A LOS
PROCESOS DE AGLOMERACIÓN FÍSICA EN EL HORNO ROTATORIO Y ES DESEABLE
QUE EL MATERIAL CALIENTE QUE SALE DEL HORNO TENGA UNA GRANULOMETRÍA
EN LA GAMA DE TAMAÑOS DE 2 A 20 mm CON GRÁNULOS DE UNA POROSIDAD
APROPIADA
ESTA GRANULOMETRÍA, ES DECIR, DISTRIBUCIÓN DE LOS GRANOS DE CLÍNKER
POR TAMAÑO, ES ADECUADA PARA EL TRATAMIENTO (ENFRIAMIENTO O
TRANSPORTE) EN EL ENFRIADOR Y, NORMALMENTE, RESULTA EN UNA
MOLTURABILIDAD SATISFACTORIA EN EL MOLINO DE CEMENTO.
LOS PROBLEMAS RELACIONADOS CON LA FORMACIÓN DEL CLÍNKER Y LA
GRANULOMETRÍA DEL CLÍNKER (DISTRIBUCIÓN DE TAMAÑOS) NO INFLUYEN
NECESARIAMENTE EN LA CALIDAD DEL CEMENTO (SI NO SE DEBEN A FALTA DE
COCCIÓN), PERO CON FRECUENCIA ES UN FACTOR IMPORTANTE YA QUE PUEDE
CAUSAR DIFICULTADES EN LA OPERACIÓN DEL HORNO Y DEL ENFRIADOR Y EL
PRODUCTO RESULTANTE PUEDE RESULTAR MUY DIFÍCIL DE MOLER EN EL MOLINO
DE CEMENTO Y EN ESE SENTIDO SI PUEDE TENER UNA INFLUENCIA INDIRECTA EN
LA CALIDAD DEL CEMENTO.
Cantidad de fase fundida en función de la temperatura para tres valores diferentes de MA,
manteniendo fijos los valores del LSF y del MS. El punto de interés es la diferencia en la
cantidad de fase fundida en la región de bajas temperaturas (1300-1350°C), donde la
nodulización es eficaz, porque la formación de alita es lenta. Mediante su modificación se
puede conseguir formar una mayor cantidad de fase fundida a una temperatura más baja.
Un valor alto de MA, que contribuye a una zona larga de calentamiento, aumenta la duración
de tiempo durante la que pueden crecer los cristales.
Una mezcla cruda difícil de cocer exige una
temperatura alta que causará que la velocidad
de reacción en el material no nodulizado sea
rápida demasiado temprano. Esto puede originar
cristales de C3S demasiado grandes, que,
finalmente, pararán el proceso de nodulización.
Es posible que un ajuste del MA hacia el valor
óptimo de 1.6 no ayude la aptitud de cocción,
pero asegurará la formación de la cantidad
máxima posible de fase fundida a la temperatura
mínima posible y de esa manera se dispone de
más tiempo con una cantidad suficiente de fase
fundida para el proceso de nodulización en el
comienzo de la zona de cocción, con lo cual la
nodulización se ve favorecida, dado que esto no
influye en la formación del C3S.
La aptitud del crudo para la cocción es en cierto modo decisiva para la marcha del horno,
en lo que respecta a la buena nodulización del clinker. Si el crudo es muy difícil de cocer, la
mayor temperatura necesaria para ello redunda en un aumento de la longitud de la zona de
máxima temperatura, a costa de las otras zonas.
En la figura se pueden observar dos situaciones
distintas.
En una de ellas la zona de fase líquida es más bien
larga, y por consiguiente la formación de C3S es un tanto
lenta. La cantidad crítica de C3S se alcanza en el punto A,
en el cual se detiene la nodulización.
En la otra situación, y a causa de un crudo difícil de
cocer, el perfil de temperatura es tal que la zona de fase
líquida es corta y la formación de C3S es relativamente
rápida, por lo que la cantidad crítica de C3S se alcanza ya
en el punto B, en el cual el diámetro medio de los
nódulos es mucho menor que en el punto A. El resultado
es un clinker con un contenido mayor de polvo
Esquema de la posición relativa de la zona de fase líquida LZ y de la
zona de máxima temperatura MZ para dos perfiles distintos de
temperatura en la zona de cocción.
C = Cantidad critica de C3S.
L = Distancia en la zona de cocción
D = Tamaño medio de los nódulos de clinker
D
max =Tamaño medio máximo obtenible para los nódulos de clinker.
FORMACIÓN DE LA ALITA
La reacción más importante que tiene lugar durante la cocción del
crudo es la formación del silicato tricalcico a partir del silicato
dicalcico y de la cal, en presencia de fase fundida y puede
concebirse incluyendo tres procesos físico-químicos
independientes:
(a).- Disolución de los productos de las reacciones en estado
sólido (CaO y C2S) en la fase fundida
(b).- Difusión de los iones Ca2+ y SiO44- en la fase fundida
(c).- Cristalización de las nuevas fases (C3S).
CaO + 2CaO.SiO2
Fase líquida
 3CaO.SiO2
T > 1250 ºC
x  k1 t
x2  kt
k  2Dm0  Fh(n) H
x = Espesor de la zona de formación de la alita
t = Tiempo a la temperatura T
k = Constante de velocidad
Dm0 = Coeficiente de difusión binario efectivo del
CaO (Ca2+) con contradifusión de SiO2, Al2O3, etc.
en la fase liquida. Es función de la temperatura y de
la composición de la fase liquida (% Al2O3, % Fe2O3,
% álcalis, etc.)
= Tanto por ciento en peso de la fase liquida en la
capa de C3S.
Δn = Diferencia de la concentración de CaO (% en
peso) entre las fases liquidas en equilibrio con
C3S+ C y C3S+ C2S respectivamente.
n  CB  CC
Properties of clinker melts
(a).- Effect de alumina ratio on the viscosity of
1440 ºC melts
(b).- Effects of temperature and additions on
the viscosity of a 1450 ºC melt:
(1) 3 % K2O, (2) no addition
(2) (3) 2.5 % SO3, (4) eutectic melt
(c).- Relationship between changes in melt
viscosity (effected by changing temperature)
and the dissolution rates of CaO and C2S
1. CaO in eutectic melt (1338 ºc)
2. CaO in 1450 ºC melt
3. C2S in 1450 ºC melt
4. C2S in eutectic melt (1338 ºC)
(d).- Effect of temperature on the surface
tension of.
1. Eutectic melt (1338 ºC)
2. 1450 ºC melt
Composition melts:
Melt
Eutectic melt
1450 ºC melt
S
6.0
7.5
A
22.7
22.6
F
16.5
12.9
C
54.8
57.0
La temperatura teórica de clinkerización, Ttc, puede
expresarse como:
Ttc = 1300 + 4.51 C3S - 3.74 C3A -12.64 C4A F
que aumenta al incrementarse el contenido de C3S y
disminuye al hacer el contenido de C3A y C4A F, siendo
más significativo el efecto de este último.
Cambio en el contenido de fases
en función de la temperatura.
Entalpía de formación de 1
kg de clinker
Entalpía de formación de 1 kg de clinker
ENFRIAMIENTO DEL CLÍNKER
EL ENFRIAMIENTO DEL CLÍNKER CONSTITUYE UNA DE LAS ETAPAS MÁS IMPORTANTES EN EL PROCESO DE
FABRICACIÓN DEL CEMENTO, YA QUE DE SU BUEN FUNCIONAMIENTO DEPENDE EL RENDIMIENTO DE TODO EL
PROCESO, CUYOS FACTORES DETERMINANTES SON LAS
TEMPERATURAS DEL AIRE SECUNDARIO, TERCIARIO Y DE SALIDA DEL CLÍNKER DEL ENFRIADOR,
QUE INFLUYEN DETERMINANTEMENTE EN LOS PROCESOS DE SECADO DE MATERIAS PRIMAS, PRECALCINACIÓN,
MARCHA DEL HORNO Y POSTERIOR MOLIENDA
ASÍ MISMO, EL ENFRIAMIENTO DEL CLINKER INFLUYE SOBRE SU ESTRUCTURA, COMPOSICIÓN MINERALÓGICA,
MOLTURABILIDAD Y CON ELLO SOBRE LAS PROPIEDADES DEL CEMENTO QUE CON ÉL SE FABRIQUE.
POR LO TANTO PROCURANDO UN GRADO DE ENFRIAMIENTO ÓPTIMO OBTENDREMOS UN CLÍNKER DE BUENA
CALIDAD.
EL ENFRIAMIENTO DEL CLINKER ES NECESARIO PORQUE:
(A).- EL CLINKER AL ROJO NO ES TRANSPORTABLE
(B).- EL CLINKER CALIENTE INFLUYE DESFAVORABLEMENTE EN LA MOLIENDA DEL CEMENTO.
(C).- EL APROVECHAMIENTO DEL CONTENIDO TÉRMICO DEL CLINKER CALIENTE EN CUANTÍA DE UNAS
836 KJ/KG CLINKER DISMINUYE LOS COSTOS DE PRODUCCIÓN.
(D).- UN PROCESO DE ENFRIAMIENTO ADECUADO PERFECCIONA LAS PROPIEDADES DEL CEMENTO.
Descomposición de la alita
Si el clinker formado en el proceso de
sinterización se enfría lentamente, entre
1250 ºC y 1100 ºC, puede invertirse el
sentido de las reacciones de equilibrio,
con lo cual tiene lugar la
descomposición del silicato tricálcico
(Alita), que tan decisiva influencia
favorable tiene en el desarrollo de las
resistencias, produciéndose una mezcla
íntima de silicato dicálcico (Belita) y
óxido de calcio. Esta descomposición
es especialmente probable que ocurra
si el clinker se ha cocido en
condiciones reductoras. Se produciría
una inversión de la reacción de
formación de la alita, es decir:
C2S  C  C3S
UN ENFRIAMIENTO DEMASIADO LENTO PRODUCE UNA
DISMINUCIÓN DE RESISTENCIAS DEL CEMENTO DE
HASTA UN 10 %, ATRIBUIBLE A LA DISMINUCIÓN EN EL
CONTENIDO DE ALITA. LOS CRISTALES DE ALITA ESTÁN
EROSIONADOS Y SE FORMA UNA CAPA DE CRISTALES DE
BELITA SOBRE SU SUPERFICIE
ESTABILIDAD DE VOLUMEN
SI EL CLÍNKER SE FORMA A ALTAS TEMPERATURAS, SUPERIORES A 1500 ºC, RELATIVAMENTE GRANDES CANTIDADES
DE MgO PUEDEN ESTAR CONTENIDAS EN LA FASE LÍQUIDA Y SI ESTO VA ACOMPAÑADO DE UN ENFRIAMIENTO RÁPIDO
GRAN PARTE DE ÉL SE ENCONTRARÁ EN LAS FASES ALUMÍNICA Y FERRÍTICA Y SOLAMENTE UNA PEQUEÑA FRACCIÓN
DE PERICLASA SE ENCONTRARÁ EN FORMA DE CRISTALES INDEPENDIENTES
POR EL CONTRARÍO SI SOMETEMOS EL CLINKER A UN ENFRIAMIENTO LENTO APROXIMADAMENTE UN 1.5 % DE MgO
SE ENCONTRARÁ EN FORMA DE SOLUCIÓN SÓLIDA, MIENTRAS QUE EL RESTO FORMARÁ GRANDES CRISTALES DE
PERICLASA. CUANDO LA TEMPERATURA DESCIENDE POR DEBAJO DE LOS 1450 ºC, EL MgO ENCUENTRA MAS
DIFICULTADES PARA FORMAR PARTE DE SOLUCIONES SÓLIDAS ENCONTRÁNDOSE ENTONCES GRUPOS DE CRISTALES
DE PERICLASA. EN ESTOS RANGOS DE TEMPERATURA LOS CRISTALES DE PERICLASA CRECEN CON EL TIEMPO
LA HIDRATACIÓN DE LOS GRANDES CRISTALES DE PERICLASA, ACOMPAÑADA DE UN AUMENTO DE VOLUMEN,
DISCURRE MÁS LENTAMENTE QUE LA DE LOS MINERALES QUE FORMAN EL CLÍNKER, LO QUE ALTERA LA
ESTABILIDAD DEL VOLUMEN DEL CEMENTO EN PERIODO DE ENDURECIMIENTO
EL TAMAÑO MÁXIMO DE LA PERICLASA QUE APENAS PUEDE INFLUIR EN LA ESTABILIDAD DEL VOLUMEN DEL
CEMENTO ES DE UNOS 5-8 µm. SE COMPROBÓ EXPERIMENTALMENTE QUE UN CEMENTO CON UN CONTENIDO DEL 4 %
DE PERICLASA CON TAMAÑO DE HASTA 5 µm DA IGUAL EXPANSIÓN QUE UNO CON UN CONTENIDO DE 1 % DE
CRISTALES DE PERICLASA QUE TENGAN TAMAÑOS ENTRE 30-60 µm.
EN EL CASO DE QUE EL CLINKER ESTE MUY CONTAMINADO EN MgO DEBE PROCURARSE UN ENFRIAMIENTO RÁPIDO PARA DETENER EL
CRECIMIENTO DE LOS CRISTALES.
EL MgO APARECE EN LA MAYORÍA DE LAS MEZCLAS CRUDAS COMO MgCO3 Y ES ACEPTABLE SI FORMA MENOS DE UN 5 %.
SI EL CONTENIDO ES SUPERIOR AL 5 %, EL MgO CRISTALIZADO PUEDE CAUSAR FORMACIÓN DE FISURAS EN EL HORMIGÓN REACCIONANDO
CON EL AGUA, PERO TAN LENTAMENTE QUE SU EXPANSIÓN EN VOLUMEN SÓLO OCURRE DESPUÉS DE QUE EL HORMIGÓN HAYA FRAGUADO.
ESTADO DE CRISTALIZACIÓN
El enfriamiento influye además en el estado de cristalización, y, a través del mismo, en la reactividad de las
fases del clinker, así como en la propia textura de éste.
Un enfriamiento rápido da lugar a cristales muy finos e íntimamente entremezclados de aluminato tricálcico,
C3A, y de ferrito aluminato tetracálcico C4AF, los cuales reaccionan lentamente con agua
El enfriamiento lento promueve el crecimiento de los minerales de clínker. El tamaño de los cristales de alita
influye no solo sobre la molturabilidad del clínker (pues la molienda requiere energía adicional), sino que
influye también en el proceso de hidratación y resistencias mecánicas del cemento.
Experimentalmente se comprobó que dos cementos de igual composición química el que tiene cristales de
alita mas pequeños (15 µm) a los 28 días da una resistencia a la compresión de 391 Kgf/cm2 ,
mientras que el otro conteniendo cristales de alita de 40 µm solo mostró una resistencia a la compresión a
los 18 días de 293 Kgf/cm2.
Enfriamiento y molturabilidad del clinker.
El clinker enfriado lentamente (enfriador de tambor rotatorio) presenta un consumo específico de
energía más alto que el enfriado en aparato Fuller (enfriador de parrilla). Un contenido más alto en
fase vítrea así como un mayor contenido en cristales más pequeños de los minerales del clinker lo
hacen más molturable que el clinker enfriado lentamente.
Así mismo, un enfriamiento rápido da lugar a la existencia de fisuras tensionales en el clinker que
facilitan su molienda.
TIPOS DE ENFRIADORES
LOS ENFRIADORES DE CLÍNKER PUEDEN SER CLASIFICADOS EN LOS TRES TIPOS
SIGUIENTES:
1.- ENFRIADORES DE TAMBOR ROTATORIOS
2.- ENFRIADORES PLANETARIOS O DE SATÉLITES
3.- ENFRIADORES DE PARRILLA
EN LOS ENFRIADORES DEL TIPO 1 Y 2 EL INTERCAMBIO DE CALOR ENTRE EL CLINKER Y EL
AIRE TIENE LUGAR EN CONTRACORRIENTE, MIENTRAS QUE EN LOS ENFRIADORES DE
PARRILLA EL AIRE VA EN CORRIENTE TRANSVERSAL
EN LOS ENFRIADORES DE LOS TIPOS 1 Y 2 EL AIRE FRIO QUE ENTRA EN EL ENFRIADOR SE
USA EN SU TOTALIDAD COMO AIRE SECUNDARIO PARA LA COMBUSTIÓN Y ESTA LIMITADA
POR ESTA, POR LO QUE NO SE ALCANZA UNA TEMPERATURA FINAL DEL CLINKER TAN BAJA
COMO EN LOS ENFRIADORES DE PARRILLA, EN LOS QUE SE UTILIZA UNA CANTIDAD DE AIRE
MAYOR AL NO ESTAR LIMITADA POR LA NECESARIA PARA LA COMBUSTIÓN.
Enfriadores planetarios antiguos.
CAPACIDAD DE PRODUCCION: 700-1000 t CLINKER/DIA
AIRE ENFRIAMIENTO: 0.8-1 Nm3/kg CLINKER
Q  hA(TCHAPA  TAIRE )
Temperatura clinker: 120 - 200 ºC
Temperatura aire secundario : 800 - 850 ºC
Sección longitudinal del horno rotatorio
con enfriadores planetarios del tipo de
construcción moderna.
CAPACIDAD DE PRODUCCION: 4000-5000 t CLINKER/DIA
Sección longitudinal de un enfriador moderno Unax y las
correspondientes secciones transversales
AIRE: 2-2.4 m3N/kg CLINKER
ENFRIADOR DE PARRILLA
Suponiendo que la temperatura del clínker aumente
linealmente a través de la capa, la temperatura del aire de
intercambio térmico aumentará como se aprecia en la figura.
La situación óptima para el intercambio térmico se da cuando
el aire posee una velocidad tal que sale de la capa de clínker
con una temperatura apenas menor que la temperatura del
clínker en la parte superior de la capa.
Si el aire corre más lentamente, el perfil de la temperatura de la
capa de clínker cambiará lentamente a medida que la lenta
corriente transversal de clínker y el aire se equilibran.
Aquí el clínker que ya está en el nivel medio de la capa tendrá la
misma temperatura que el de la capa superior. El aire que pasa
entonces se intercambiará solo con la primera mitad del
recorrido entre el clínker y después tendrá la misma temperatura
que el mismo clínker. Se puede decir que el perfil de la
temperatura seguirá el, del clínker.
Si el aire corre demasiado rápidamente, las partículas de
clínker de la capa inferior irán teniendo todas la misma
temperatura que el aire refrigerante. En ésta parte del
recorrido el aire no se intercambiará con el clínker y recién
en el recorrido de la mitad superior de la capa el clínker
será enfriado por el aire.
Debido a la alta velocidad el aire no podrá ni por lejos llegar
a la temperatura del clínker en la capa superior.
Enfriamiento para varios tamaños de clínker
en función del tiempo de enfriamiento
Ak π . Dk2
6


Vk π . D3 Dk
k
6
VELOCIDAD DEL AIRE Y DISTRIBUCIÓN DE PARTÍCULAS SEGÚN TAMAÑO DE CLÍNKER
CUANDO EL AIRE PASA A TRAVÉS DE LA DEL CLÍNKER VA A AFECTAR EL CLÍNKER CON UNA
DETERMINADA FUERZA OPUESTA A LA FUERZA DE GRAVEDAD. CUANTO MÁS ALTA ES LA VELOCIDAD
DEL AIRE, MÁS GRANDE SERÁ LA FUERZA OPUESTA A LA DE LA GRAVEDAD Y AL FINAL LA PARTÍCULA
COMENZARÁ A FLOTAR.
CUANDO TODAS LAS PARTÍCULAS DE CLÍNKER FLOTAN SE DENOMINA FLUIDIZACIÓN
CON UNA VELOCIDAD MEDIA LAS PARTÍCULAS FINAS DE CLÍNKER FLOTARÁN MIENTRAS QUE LOS
GRANDES TROZOS DE CLÍNKER SON DEMASIADO PESADOS Y NO PUEDEN SER ELEVADOS. DE ÉSTA
MANERA SE PRESENTA UNA ESTRATIFICACIÓN POR TAMAÑOS DEL CLINKER. ESTA SITUACIÓN ES
DESEABLE YA QUE ASÍ SE OBTIENE LA MAYOR DIFERENCIA DE TEMPERATURA ENTRE EL AIRE
REFRIGERANTE Y EL CENTRO DE LOS GRANDES TROZOS DE CLÍNKER Y POR LO TANTO TAMBIÉN EL
ENFRIAMIENTO MÁS RÁPIDO.
CUANDO EL AIRE PASA A TRAVÉS DEL
CLÍNKER, LAS PARTÍCULAS FINAS DE
CLÍNKER OFRECERÁN UNA MAYOR
RESISTENCIA AL AIRE MIENTRAS QUE LOS
TROZOS GRANDES OFRECERÁN POCA
RESISTENCIA
PARA UNA DETERMINADA PRESIÓN Y
ESPESOR DE LA CAPA DE CLÍNKER PASARÁ
UNA GRAN CANTIDAD DE AIRE A TRAVÉS
DEL CLÍNKER GRUESO Y UNA PEQUEÑA
CANTIDAD DE AIRE A TRAVÉS DEL FINO.
ESTO VA EN CONTRA DE LO DESEABLE
DESDE EL PUNTO DE VISTA DEL
INTERCAMBIO TÉRMICO. POR ESO, SE DEBE
FORZAR AL AIRE A PASAR A TRAVÉS DE LA
CAPA FINA Y DESPUÉS RETENERLO UN
POCO EN LA CAPA GRUESA
PARA UNA PRESIÓN DADA Y UN DIÁMETRO
ÚNICO DE CLÍNKER LA RESISTENCIA
DEPENDERÁ DEL ESPESOR DE LA CAPA.
LA DISTRIBUCIÓN DE AIRE EN LA CAPA DE
CLÍNKER SE DESCRIBE MEJOR
CONTEMPLANDO LA PÉRDIDA DE PRESIÓN
AL PASAR POR UNA CAPA DE CLÍNKER FRÍO.
3
η
V
ρ
V
ΔP
(1 ε) 0 0
(1 ε) 0 0
 150
 1.75 3
3
2
H
Dpm
ε
Dpm
ε
2
 Pa 
 m 
Segregación del clínker en un horno que gira a derechas
MOLIENDA DE CEMENTO
LA MOLIENDA DE CLINKER PARA CEMENTO ES UNO DE LOS PROCESOS PRINCIPALES Y, AL MISMO
TIEMPO, EL FINAL DE LAS OPERACIONES TECNOLÓGICAS EN LA FABRICACIÓN DEL CEMENTO
LA FORMA DE SU REALIZACIÓN ES DECISIVA PARA LA CALIDAD DEL CEMENTO
NO SE TRATA DE CONSEGUIR QUE EL PROCESO DE MOLIENDA LLEGUE HASTA UNA SUPERFICIE
ESPECÍFICA DEMASIADO GRANDE, SINO QUE
EL PRODUCTO MOLIDO CUMPLA DETERMINADAS LEYES RELATIVAS A LA GRANULOMETRÍA DEL
PRODUCTO, PARA CREAR CON ELLO LAS MEJORES CONDICIONES PARA LOS PROCESOS DE
ENDURECIMIENTO.
LA TECNOLOGÍA DE LA MOLIENDA DE CEMENTO SE BASA EN LOS CONOCIMIENTOS SIGUIENTES:
- LA FRACCIÓN GRANULOMÉTRICA DE 3-30 μm ES DECISIVA PARA EL DESARROLLO DE LAS RESISTENCIAS
MECÁNICAS DEL CEMENTO
- LA FRACCIÓN MENOR de 3 μm SÓLO CONTRIBUYE A LAS RESISTENCIAS INICIALES. ESTA FRACCIÓN SE HIDRATA
RÁPIDAMENTE Y DESPUÉS DE UN DÍA SUMINISTRA LAS RESISTENCIAS MÁS ALTAS A COMPRESIÓN Y A
FLEXOTRACCIÓN.
- LA FRACCIÓN POR ENCIMA DE 60 μm SE HIDRATA MUY LENTAMENTE Y SÓLO REPRESENTA UN PAPEL
SECUNDARIO EN LA RESISTENCIA DEL CEMENTO.
Cemento III-A/42.5N/SR
FRACCIÓN 3-30 μm
72.5-12,5=60 %
3
30
FRACCIÓN 3-30 μm
77.5-15=62.5 %
3
Cemento I/52.5N
30
> 60 μm – 22.5 %
FRACCIÓN 3-30 μm
43-8=33 %
3
30
EN LOS CEMENTOS, LA FRACCIÓN GRANULOMÉTRICA DE 3-30 m HA DE ESTAR PRESENTE EN
LAS SIGUIENTES PROPORCIONES:
- EN EL CEMENTO CORRIENTE DE UN 40 A UN 50 %
-EN CEMENTOS DE ALTA RESISTENCIADE UN 55 A UN 65%
-EN CEMENTOS DE LA RESISTENCIA
MÁS ALTA POR ENCIMA DEL 70%
ESTAS CIFRAS ÚNICAMENTE SIRVEN COMO DATOS DE PARTIDA, PUES, PARA EL DESARROLLO
DE LAS RESISTENCIAS, ADEMÁS DE LA DISTRIBUCION GRANULOMÉTRICA
TAMBIÉN ES DECISIVA LA COMPOSICIÓN MINERALÓGICA.
LOS COADYUVANTES (ADITIVOS) DE LA MOLIENDA SON
SUSTANCIAS QUE
FACILITAN EL PROCESO DE MOLIENDA EN LOS MOLINOS DE BOLAS
AMERICANOS
ALEMANIA
-AMINOACETATOS
-ETILENGLICOL
-PROPILENGLICOL
NO DEBEN PERJUDICAR LAS PROPIEDADES DEL CEMENTO
0.006 hasta un 0.08%
del peso de clinker.
LOS COADYUVANTES SON MOLECULAS ORGANICAS POLARES
QUE, AL SER ADSORBIDAS POR LA SUPERFICIE DE LAS
PARTICULAS CREADAS DENTRO DEL PROCESO DE MOLIENDA,
SATURAN LA ENERGÍA SUPERFICIAL DE MODO QUE NO QUEDA
ENERGÍA RESIDUAL PARA ATRAER A OTRAS PARTÍCULAS Y
FORMAR AGLOMERADOS
TAMBIEN SE REDUCE LA TENDENCIA A LA ADHESION A LOS
CUERPOS MOLEDORES Y AL FORRO DEL MOLINO
Efectos de los aditivos de molienda
Los aditivos de molienda proporcionan una serie de beneficios sobre el molino y
el cemento producido, que hacen que hoy en día sean utilizados por las
cementeras
Entre los beneficios que generan están:
1.- Mejorar el comportamiento del molino
- Incrementar el flujo de cemento
- Disminuir los gastos de producción
2.- Mejorar las características del cemento:
- Incremento de la finura
- Mejora de la fluidez
3.- Reducir el fenómeno pack-set (Cemento pegajoso)
Cemento que desarrolla una fluidez baja o nula
LA ACCIÓN DE LOS ADITIVOS DE MOLIENDA
PUEDE SER EXPLICADA POR:
1.- EVITAR LA AGLOMERACION DE LAS PARTICULAS
(SE ACENTUA CUANTO MAYOR ES LA TEMPERATURA Y MAS
MICROFINOS EXISTAN)
DISPERSION DEL MATERIAL QUE SE HA DE MOLER
MEJOR FLUENCIA
ELEVAN EL CAUDAL DE LOS SEPARADORES DE AIRE, PUESTO QUE
LAS PARTICULAS DE MAYOR TAMAÑO NO ENGLOBAN A LAS MÁS
PEQUEÑAS, POR TANTO, QUEDAN SEPARADAS MÁS PARTÍCULAS
COMO PRODUCTO FINAL
2.- EVITAR LAS PEGADURAS INTERNAS EN EL MOLINO
3.- ELIMINAR LAS PELICULAS FORMADAS SOBRE LAS
BOLAS “EFECTO COATING”
SE ELEVA EL RENDIMIENTO DEL MOLINO
LA PELICULA DE POLVO QUE SE
FORMA SOBRE LAS BOLAS DEL
MOLINO REDUCE EL
EFECTO MOLTURADOR DE
LA BOLA
4.- OPTIMIZACIÓN DEL NIVEL DE LLENADO DEL MOLINO
5.- DISMINUCIÓN DE LA RESISTENCIA A LA MOLTURACIÓN.
RITTINGER:
Sn = KEu
Sn = NUEVA SUPERFICIE PRODUCIDA POR LA MOLIENDA (cm2)
Eu= ENERGIA UTIL APORTADA (J)
K = CONSTANTE DE PROPORCIONALIDAD
Factores que contribuyen a la formación de películas en la molienda:
a. La formación de películas aumenta con la temperatura
b. La molienda conjunta del clinker con el yeso muestra alta tendencia a impedir la formación de
películas sobre los cuerpos moledores.
c. La molienda de clinker con yeso deshidratado provoca la formación de películas en los cuerpos
moledores.
c. El clinker almacenado muestra mayor tendencia a la formación de películas sobre los cuerpos
de molienda que el recién producido. Sin embargo, el clinker almacenado suele ser más
fácilmente molturable que el recién fabricado y por la consiguiente extinción de la cal libre. La
extinción o apagado de la cal libre debilita o destruye la estructura del clinker, porque al
aparecer hidratación de la cal durante el almacenamiento se produce expansión.
d. Las superficies rugosas de las bolas de molienda producen películas de material, mientras que
las lisas no lo hacen.
IMPACTOS POSITIVOS
A)PROCESO DE MOLIENDA:
-MAYOR EFICIENCIA DE LA MOLIENDA.
-MAYOR PRODUCTIVIDAD (AUMENTO DE FLUJO EN EL MOLINO)
-MENOR CARGA CIRCULANTE.
-INCREMENTO DE LA PRODUCCIÓN O MEJORA DE LA FINURA.
B) SEPARADORES:
-DESCENSO DE LA CARGA DE LOS SEPARADORES.
-DESCENSO DE LA APARICIÓN DE PARTÍCULAS REAGLOMERADAS
DE FINOS.
C) SISTEMA DE TRANSPORTE:
-MAYOR CAPACIDAD DE LA ELEVACIÓN POR AIRE.
-MAYOR VELOCIDAD DE LA CARGA Y DESCARGA DE CAMIONES Y
BARCOS.
D) ALMACENAMIENTO:
-FUERTE DESCENSO DEL APELMAZAMIENTO.
-FUERTE DESCENSO DE LA OBSTRUCCIÓN DE SALIDA.
EN TODAS LAS MÁQUINAS DE DESMENUZAMIENTO, PARTE DE LA ENERGÍA SUMINISTRADA SE
TRANSFORMA EN CALOR Y, DE MODO PARTICULAR, EN EL MOLINO DE BOLAS
EL CALENTAMIENTO ES TAN NOTORIO QUE EL MATERIAL REBASA AMPLIAMENTE LOS 100 ºC. EN LA
MOLIENDA SECA DEL CEMENTO, EL CALENTAMIENTO DEL MATERIAL NO ES UNA ACCIÓN PERJUDICIAL.
TEMPERATURAS DE ESE NIVEL TAMPOCO REPERCUTEN EN LAS PROPIEDADES QUÍMICAS DEL CLINKER.
SIN EMBARGO, EL YESO NATURAL QUE SE AGREGA AL CLINKER EN LA MOLIENDA, ES SENSIBLE A ESA
TEMPERATURA. LA DESHIDRATACIÓN DEL YESO NATURAL SE INICIA A LOS 105 °C. PARA ALTAS
TEMPERATURAS DE MOLIENDA SE LLEGA A UNA ELIMINACIÓN PARCIAL DEL AGUA DE CRISTALIZACIÓN
QUE EL YESO CONTIENE Y ÉSTE PIERDE LA PROPIEDAD DE RETARDAR EL FRAGUADO.
AL CEMENTO QUE HA EXPERIMENTADO ESTE FENÓMENO SE LE LLAMA DE FRAGUADO RÁPIDO, Y
MEZCLADO CON AGUA QUEDA RÍGIDO EN EL INTERVALO DE POCOS MINUTOS O DE MODO INSTANTÁNEO.
RESISTENCIA A LOS SULFATOS
LOS SULFATOS REPRESENTAN UNO DE LOS MAYORES RIESGOS DE
AGRESIÓN QUÍMICA PARA EL HORMIGÓN
LAS REACCIONES QUÍMICAS QUE INCLUYEN LA FORMACIÓN DE
PRODUCTOS EXPANSIVOS EN EL HORMIGÓN O MORTERO, YA ENDURECIDO,
PUEDEN DAR LUGAR A EFECTOS PERJUDICIALES, YA QUE LA EXPANSIÓN
PUEDE PRODUCIR TENSIONES MECÁNICAS INTERNAS QUE, EVENTUALMENTE,
SE TRADUCEN EN DEFORMACIONES Y DESPLAZAMIENTOS EN DIFERENTES
PARTES DE LA ESTRUCTURA, EN LA APARICIÓN DE GRIETAS Y FISURAS,
DESCONCHADOS, ETC.
LOS CUATRO FENÓMENOS ASOCIADOS CON REACCIONES QUÍMICAS
EXPANSIVAS SON LOS SIGUIENTES:
1.- ATAQUE POR LOS SULFATOS
2.- ATAQUE ÁLCALI – AGREGADO (ÁRIDO)
3.- HIDRATACIÓN RETARDADA DE LA CAL LIBRE Y DE LA PERICLASA
4.- CORROSIÓN DE LAS ARMADURAS EN EL HORMIGÓN
LOS SULFATOS PUEDEN SER DE ORIGEN NATURAL, BIOLÓGICO O
PROVENIR DE LA POLUCIÓN DOMÉSTICA O INDUSTRIAL.
PRINCIPALES FACTORES QUE AFECTAN A LA VELOCIDAD Y
SEVERIDAD DEL ATAQUE DE LOS SULFATOS
1.- PERMEABILIDAD DEL HORMIGÓN
2.- CONCENTRACIÓN DE SULFATOS EN LA SOLUCIÓN ACUOSA
3.- CONTENIDO DE ALUMINATO TRICALCICO (C3A)
4.- CONTENIDO DE PORTLANDITA [Ca(OH)2]
HIDRATACION ALUMINATO TRICÁLCICO.
Hidratación en ausencia de yeso
Cuando el aluminato tricalcico, C3A, se pone en contacto con agua, la
reacción inicial que se produce da como resultado un fraguado rápido de la pasta
de cemento, causado por la formación rápida de los hidratos de aluminato de
calcio
2C3A+21H →C4AH19(13)+C2AH8 (Hidratos hexagonales),ΔH=-340 KJ/mol
Estos hidratos, que son miembros del grupo AFm
(Al2O3 - Fe2O3 - Monosulfato), no son estables y se convierten fácilmente en otro
hidrato, que es el C3AH6, el cual aparece como partículas icosatetraedricas
C4AH13 + C2AH8 → 2 C3AH6 + 9H (Hidratos cúbicos)
Micrografias de los productos de hidratación del C3A en ausencia de yeso.
(a).- Gel consistente en laminillas irregulares.
(b).- Escamas hexagonales de CnAH1m
(c).- C4AH19 hexagonal y C3AH6 cúbico.
(d).- C3AH6 cúbico.
HIDRATACIÓN EN PRESENCIA DE YESO
EL YESO PERMITE REGULAR LA HIDRATACIÓN DEL ALUMINATO
TRICALCICO, C3A, QUE EN AUSENCIA DE IONES SULFATO, TENDRÍA
COMO CONSECUENCIA UN FENÓMENO DE FRAGUADO RÁPIDO DEL
CEMENTO, FORMANDO DIRECTAMENTE ALUMINATOS HIDRATADOS
EN PRESENCIA DE IONES SULFATO, LAS REACCIONES DE
HIDRATACIÓN SON REEMPLAZADAS POR UNAS MÁS LENTAS, QUE
COMO EN EL CASO DEL C3S SE DESARROLLAN SEGÚN UNA
SECUENCIA EN LA QUE EXISTEN VARIACIONES DE VELOCIDAD.
En la hidratación del C3A pueden
distinguirse los siguientes
periodos:
(i).- Periodo inicial.
(ii).- Periodo de retardo
(iii).- Periodo de espesamiento
del yeso.
(iv).- Reacciones a largo plazo.
El primer pico de calor se forma durante los primeros 10 a 15 minutos y,
principalmente, se debe a la formación de etringita.
El segundo pico coincide con la conversión de etringita a monosulfato.
El tiempo que pasa antes de que la conversión empiece depende de la
cantidad de sulfato disponible
PERIODO INICIAL.
EL C3A y EL YESO SE DISUELVEN RÁPIDAMENTE EN AGUA, SEGÚN
LAS REACCIONES:
Ca3 Al 2O6  2H2O  3Ca  2AlO  4 OH 


2

CaSO4 .2H2O  Ca 2  SO42  2H2O
ESTAS REACCIONES VIENEN ACOMPAÑADAS DE UN DESPRENDIMIENTO DE
CALOR IMPORTANTE Y DE LA FORMACIÓN DE UNA SOLUCIÓN MUY
SOBRESATURADA
LOS IONES ASÍ FORMADOS SE COMBINAN INSTANTÁNEAMENTE
PARA FORMAR CRISTALES DE ETTRINGITA O SAL DE CANDLOT
(TRISULFOALUMINATO DE CALCIO HIDRATADO, ABREVIADAMENTE
TSA) SEGÚN LA REACCIÓN:
29H2O  6Ca   2AlO2  3SO42  4 OH   Ca2 Al OH 6  .Ca2 SO4 3 .25H2O  Calor
2

C3 A  3CSH2  26H  C6 AS 3H32  Calor
LA ETRINGITA APARECE , EN GENERAL, BIEN CRISTALIZADA Y SE LE
OBSERVA FÁCILMENTE AL MICROSCOPIO ÓPTICO, APARECIENDO EN
FORMA DE AGUJAS MUY FINAS O DE "ERIZOS" CARACTERÍSTICOS.
ESTOS CRISTALES INICIALMENTE SON DEMASIADO PEQUEÑOS, NO
PUDIENDO ACTUAR COMO PUENTES ENTRE LAS PARTÍCULAS DE
CEMENTO, PERMANECIENDO ASÍ ÉSTAS MÓVILES, UNAS CON RELACIÓN A
OTRAS, EN LA PASTA FORMADA, QUEDANDO ÉSTA EN ESTADO PLÁSTICO
DURANTE UN DETERMINADO PERÍODO DE TIEMPO.
Durante esta primera etapa, se forma una capa de etringita que cubre y protege
(barrera protectora, más o menos impermeable) la superficie de las partículas de
C3A, impidiendo la difusión de los iones, SO42-, (OH)- y Ca2+.

2
2
Ca3 Al 2O6  2H2O  3Ca   2AlO2  4 OH  CaSO4 .2H2O  Ca  SO4  2H2O
29H2O  6Ca  2AlO  3SO  4 OH   Ca2 Al OH 6  .Ca2 SO4 3 .25H2O  Calor
2


2
2
4

PERIODO DE RETARDO
LA VELOCIDAD DE REACCIÓN SE RETARDA DEBIDO A LA CAPA DE
ETTRINGITA, YA QUE LOS IONES SO42- y Ca2+ TIENEN QUE PASAR DICHA
CAPA POR DIFUSIÓN ANTES DE QUE PUEDAN REACCIONAR FORMANDO
NUEVAMENTE ETRINGITA.
LA HIDRATACIÓN DE C3A SE RETARDA MIENTRAS LA ETRINGITA FORMA UNA
BARRERA DE DIFUSIÓN ALREDEDOR DE LAS PARTÍCULAS DE C3A, DE IGUAL
MANERA QUE LO HACEN LOS SILICATOS DE CALCIO HIDRATADOS, C-S-H,
DURANTE LA HIDRATACIÓN DE LOS SILICATOS DE CALCIO
La duración de esta segunda etapa depende de la cantidad de
yeso disponible en la mezcla, porque la etringita solamente es
estable mientras hay suficiente exceso de SO42- .
ESPESAMIENTO DEL YESO
LA ETRINGITA ES UN PRODUCTO DE HIDRATACIÓN ESTABLE, PERO SÓLO
CUANDO HAY SUFICIENTE CANTIDAD DE SULFATO DISPONIBLE.
SI LA CONCENTRACIÓN DE SO42- EN SOLUCIÓN DISMINUYE, LA ETRINGITA
SE HACE INESTABLE Y SE CONVIERTE A MONOSULFATO
LA FORMACIÓN DE ETRINGITA CONSUME TRES MOLES DE SULFATO DE
CALCIO POR CADA MOL DE ALUMINATO TRICÁLCICO.
29H2O  6Ca   2AlO2  3SO42  4 OH   Ca2 Al OH 6  .Ca2 SO4 3 .25H2O  Calor
2

POR OTRA PARTE, EL CONTENIDO EN YESO DE LOS CEMENTOS ESTA
LIMITADO POR LAS NORMAS Y, EN GENERAL, ES INFERIOR A LA PROPORCIÓN
ESTEQUIOMÉTRICA ANTERIOR (TRES MOLES DE SULFATO DE CALCIO POR
CADA MOL DE ALUMINATO TRICÁLCICO); POR LO TANTO, SE PUEDE AFIRMAR
QUE EXISTE UN EXCESO DE ALUMINATO TRICÁLCICO FRENTE AL YESO.
Al cabo de 10 - 24 horas, es decir, después del fraguado del cemento, el
yeso se ha consumido totalmente. Esto hace decrecer la concentración
de iones sulfato y calcio (La fase líquida es deficiente en iones SO42- y
Ca2+) y la solución se vuelve subsaturada con respecto a la etringita, y
esta va entonces a disolverse, es decir la reacción:
29H2O  6Ca   2AlO2  3SO42  4 OH   Ca2 Al OH 6  .Ca2 SO4 3 .25H2O  Calor
2

se va a desplazar hacia la izquierda, creando una nueva fuente de
iones sulfato, que con el aluminato que aun queda forman un nuevo
compuesto, el monosulfoaluminato de calcio hidratado (MSA) según
la reacción:
19H2O  4Ca  2AlO  SO  4 OH   Ca2 Al OH 6  .Ca SO4 .15H 2O  Calor
2

o bien

2
2
4

2C3 A  C6 AS 3H32  4H  C4 ASH12  Calor
ESTA REACCIÓN PROVOCA UNA RÁPIDA DISOLUCIÓN DEL ALUMINATO
ANHIDRO QUE ALIMENTA DE IONES ALUMINATO LA SOLUCIÓN.
EN LA FIGURA SE PUEDE VER LA CAÍDA EN EL CONTENIDO DE IONES
SULFATO Y DE LA CONDUCTIVIDAD ELÉCTRICA, ACOMPAÑANDO A UN PICO
PRONUNCIADO DE FLUJO TÉRMICO, QUE PONE DE MANIFIESTO LA ELEVADA
VELOCIDAD DE REACCIÓN.
ENTONCES, POR FALTA DE YESO (IONES SO42-), LA ETRINGITA
REACCIONA CON EL C3A FORMANDO MONOSULFATOS.
CUANDO LA ETRINGITA EMPIEZA A CONVERTIRSE EN MONOSULFATO, LA
VELOCIDAD DE HIDRATACIÓN DEL C3A EMPIEZA A CRECER OTRA VEZ,
DEBIDO A QUE SE PRODUCE LA ROTURA DE LA BARRERA PROTECTORA
DURANTE LA CONVERSIÓN DE ETRINGITA A MONOSULFATO, PERMITIENDO
QUE C3A PUEDA REACCIONAR RÁPIDAMENTE OTRA VEZ.
EL MONOSULFOALUMINATO APARECE CRISTALIZADO EN FORMA DE
LÁMINAS HEXAGONALES DE PEQUEÑO ESPESOR.
EN LA FIGURA PUEDE VERSE LA MORFOLOGÍA TÍPICA DEL
MONOSULFATO (DELGADAS PLACAS HEXAGONALES).
LA REACCIÓN DE HIDRATACIÓN TOTAL DEL C3A SE PUEDE
ESCRIBIR COMO SIGUE:
C3 A  CSH2  10H  C4 ASH12
ΔH = -362 KJ/mol
ASÍ, EL MONOSULFATO ES EL PRODUCTO FINAL DE LA HIDRATACIÓN
DE LOS CEMENTOS PÓRTLAND CONTENIENDO MÁS DE UN 5 % DE
ALUMINATO TRICÁLCICO.
RESISTENCIA A LOS SULFATOS
RESISTENCIA A LOS SULFATOS
LAS AGUAS SUBTERRÁNEAS Y LAS DE INFILTRACIÓN EN CONTACTO CON LOS
SUELOS SULFÁTICOS SE CARGAN EN IONES SO42- . LA SOLUBILIDAD DE
ALGUNOS SULFATOS EN EL AGUA A 20 ºC SE DA EN LA TABLA
DEPENDE DE LA TEMPERATURA Y DE LA PRESENCIA DE OTRAS SALES. ASÍ,
LA SOLUBILIDAD DEL YESO EN UN AGUA CARGADA DE CLORURO DE SODIO
SE INCREMENTA DE FORMA SIGNIFICATIVA. EL YESO Y LA ANHIDRITA
MUESTRAN UN MÁXIMO DE SOLUBILIDAD A 40 ºC. LOS ELEVADOS
CONTENIDOS DE SULFATOS DE LAS AGUAS SUBTERRÁNEAS SON DEBIDOS
ESENCIALMENTE A LOS SULFATOS ALCALINOS A AL SULFATO DE MAGNESIO.
Solubilidad de diferentes sulfatos en el agua (temperatura 20 ºC).
PROCESO DE ATAQUE POR LOS SULFATOS
LA DEGRADACIÓN DE LOS HORMIGONES POR LA ACCIÓN DE LOS SULFATOS
SE DEBE, PRINCIPALMENTE, A LOS FENÓMENOS DE EXPANSIÓN
RELACIONADOS CON LA CRISTALIZACIÓN DE ETRINGITA DENOMINADA
“SECUNDARIA”, PARA DIFERENCIARLA DE LA “PRIMARIA” , QUE SE OBTIENE
EN LAS PRIMERAS ETAPAS DE HIDRATACIÓN DEL CEMENTO PÓRTLAND POR
REACCIÓN DEL YESO Y DEL ALUMINATO. ESTA ETRINGITA “PRIMARIA” NUNCA
DA LUGAR A FENÓMENOS DE EXPANSIÓN.
LA FORMACIÓN DE LA ETRINGITA “SECUNDARIA” SE REALIZA EN DOS
ETAPAS:
(I).- FORMACIÓN DE YESO “SECUNDARIO”, COMO RESULTADO DE UNA
REACCIÓN DE SUSTITUCIÓN ENTRE LA PORTLANDITA , Ca(OH)2, Y EL
SULFATO. EN EL CASO DEL SULFATO DE SODIO SE TIENE:
Ca(OH)2 + Na2SO4 + H2O → CaSO4 .2H2O + NaOH
SI EL CONTENIDO EN SULFATO ES ELEVADO , SUPERIOR A 1000 mg/l, Y SI LA
CONCENTRACIÓN LOCAL DE IONES Ca2+ Y SO42- EN LA FASE LIQUIDA
INTERSTICIAL DEL HORMIGÓN EXCEDE EL PRODUCTO DE SOLUBILIDAD DEL
YESO, ESTE ÚLTIMO PRECIPITARÁ. EL VOLUMEN DEL SÓLIDO PRECIPITADO
REPRESENTA UN POCO MÁS DEL DOBLE DEL DE LOS PRODUCTOS DE
PARTIDA, CON LO QUE PUEDE PRESENTARSE UN FENÓMENO DE EXPANSIÓN.
SIN EMBARGO, EN LA MAYORÍA DE LOS CASOS DICHA REACCIÓN ESTÁ
LIMITADA EN LA MEDIDA QUE EL YESO SE FORMA SEGÚN UN PROCESO DE
DISOLUCIÓN Y CRISTALIZACIÓN EN LOS ESPACIOS LIBRES DE LA PASTA
ENDURECIDA.
(II).- REACCIONES ENTRE EL YESO “SECUNDARIO” Y LOS
ALUMINATOS DE CALCIO DEL CEMENTO FORMANDO ETRINGITA.
SE PUEDEN PRESENTAR VARIOS ESCENARIOS:
- A PARTIR DE RESTOS DE ALUMINATO TRICÁLCICO, C3A, ANHIDRO:
C3A + 3CaSO4 .2H2O + (24-26) H2O → C3A.3(CaO.SO3).H32
- A PARTIR DE ALUMINATO TETRACALCICO HIDRATADO , C4AH13,
C4AH13 + 3CaSO4 .2H2O + (24-26) H2O → C3A.3(CaO.SO3).H32
- A PARTIR DEL MONOSULFOALUMINATO DE CALCIO (MSA),
C3A.(CaO.SO3).H12, QUE ES EL PRODUCTO DE HIDRATACIÓN CUANDO
EL CONTENIDO DE C3A ES SUPERIOR AL 5 %.
C3A.(CaO.SO3).H12 + 2CaSO4 .2H2O + xH2O → C3A.3(CaO.SO3).H32
SEGÚN SEA LA COMPOSICIÓN DE LA FASE LIQUIDA, EN PARTICULAR DEL
CONTENIDO DE CALCIO, LA CRISTALIZACIÓN DE LA ETRINGITA PUEDE SER
EXPANSIVA O NO.
SI EL CONTENIDO DE CALCIO ES ALTO SEGÚN SE DESPRENDE DE LOS DATOS
DE LA TABLA , LA SOLUBILIDAD DE LA ETRINGITA ES MUY PEQUEÑA
FORMÁNDOSE UNA DISOLUCIÓN FUERTEMENTE SOBRESATURADA, CON LO
QUE LA VELOCIDAD DE NUCLEACIÓN DE LA ETRINGITA ES MUY SUPERIOR A
LA DE CRECIMIENTO DE SUS CRISTALES, PRODUCIÉNDOSE UNA FORMACIÓN
EN MASA DE CRISTALES MUY PEQUEÑOS DE NATURALEZA MÁS O MENOS
COLOIDAL DE BAJA DENSIDAD (FIGURA). LA NUEVA MASA SÓLIDA FORMADA,
CUYO VOLUMEN MOLAR ES DE 3 A 8 VECES MAYOR QUE EL DE LA MASA
INICIAL, DESARROLLA TENSIONES MUY ELEVADAS DEBIDAS A LAS
PRESIONES DE CRISTALIZACIÓN QUE ACOMPAÑAN SU FORMACIÓN.
Solubilidad de la etringita, a 25 ºc, en función del contenido en CaO de la
solución.
POR EL CONTRARIO, EN LOS CEMENTOS QUE LIBERAN MENOS PORTLANDITA
LA ETRINGITA PRECIPITA A PARTIR DE DISOLUCIONES CON UN GRADO DE
SATURACIÓN MENOR, FORMANDO CRISTALES DE FORMA ACICULAR BIEN
FORMADOS CON UNA DENSIDAD MAYOR Y, POR TANTO, EL AUMENTO DE
VOLUMEN QUE SE PRODUCE ES MENOR QUE EN EL CASO ANTERIOR Y SE
ACOMODA A LOS VACÍOS INTERSTICIALES EXISTENTES EN EL HORMIGÓN, NO
DANDO LUGAR A FENÓMENOS DE EXPANSIÓN (FIGURA)
Micrografías de la etringita
(a).- Etringita masiva expansiva mal cristalizada formada topoquimicamente.
(b).-Cristales bien formados de etringita no expansiva precipitados
a partir de la solución.
EN LA FIGURA , SE PUEDE OBSERVAR QUE LA RESISTENCIA QUÍMICA DEL
HORMIGÓN AUMENTA CON LA DOSIFICACIÓN DE CEMENTO, ES DECIR CON LA
COMPACIDAD DEL HORMIGÓN.
ASÍ MISMO, LA VELOCIDAD DE DEGRADACIÓN ES PRÁCTICAMENTE
PROPORCIONAL AL PORCENTAJE DE C3A DEL CEMENTO, HASTA CONTENIDOS
DEL 10 % APROXIMADAMENTE.
Por otra parte, no solamente hay tener en cuenta el contenido de C3A del
cemento, sino el valor de la relación (C3A/SO3) . La figura muestra que mantener
el valor de dicha relación por debajo de 3 es buen criterio para una adecuada
resistencia del hormigón frente al agua de mar.
SE PUEDE DEDUCIR LO
SIGUIENTE:
-SI EL CONTENIDO DE SO3 ES
INFERIOR AL 3 %, EL
HINCHAMIENTO ES PEQUEÑO ( <
1000 m/m), AUNQUE EL
CONTENIDO DE C3A SEA
ELEVADO (12.8 %).
-SI EL CONTENIDO DE C3A
SOBREPASA EL 7 % EL
HINCHAMIENTO AUMENTA
RÁPIDAMENTE SI EL CONTENIDO
DE SO3 ES SUPERIOR AL 3 %.
- LOS CONTENIDOS ELEVADOS
DE SO3 NO CAUSAN
EXPANSIONES EXCESIVAS SI EL
CONTENIDO DE C3A PERMANECE
BAJO (< 2 %).