1.1 1» - Universidad de Zaragoza

FUSION DE ESCORIAS EN
CALDERAS DE POTENCIA CON
CARBON DE BAJO RANGO.
ANALISIS, DIAGNOSTICO Y
ESTRATEGIAS PREVENTIVAS
DE OPERACION
Cristóbal Cortés Gracia
Ingeniero industrial (Especialidad: electricidad)
Memoria presentada en
la Universidad de Zaragoza
para la obtención del grado de Doctor
en el programa Optimización Energética
del Departamento de Ingeniería Mecánica
Zaragoza, julio de 1991

Antonio Valero Capilla, Catedrático de Máquinas y Motores del Centro
Politécnico Superior de Ingenieros de la Universidad de Zaragoza,
CERTIFICO:
Que la Memoria titulada Fusión de escorias en calderas de potencia con
carbón de bajo rango. Análisis, diagnóstico y estrategias preventivas de
operación, que presenta el ingeniero industrial (Especialidad: electricidad)
Cristóbal Cortés Gracia para optar al grado de Doctor, ha sido realizada bajo
mi dirección.
Zaragoza, 19 de julio de 1991.
Antonio Valero Capilla

INDICE
Nomenclatura y términos abreviados.
Capítulo 1: Introducción.
1.1 Perspectiva.
1.2 Escorificación en calderas de potencia.
1.3 Aproximación a los problemas de fusión de escorias.
1.4 Lignitos negros de la cuenca turolense.
1.5 Justificación, objetivos y contenido de la tesis.
Capítulo 2: La medida del flujo de calor absorbido en las paredes
del hogar.
2.1 Medidores de flujo de calor absorbido.
2.2 Campo térmico en un tubo de las paredes del hogar.
2.3 Modelo tridimensional de un medidor sencillo.
2.4 Instalación experimental.
2.5 Resultados experimentales.
2.6 Conclusiones.
Capítulo 3: Métodos de análisis.
3.1 Adquisición de datos.
3.2 Recuperación de errores y tratamiento previo.
3.3 Datos ajenos al SAD. Trabajo en campo.
3.4 Objetivos y estructura del tratamiento de datos.
3.5 Procedimientos de cálculo.
3.6 Conclusión y resumen.
Capítulo 4: Detección y diagnóstico de la fusión de escorias.
Estrategias de operación.
4.1 Comportamiento global de la potencia absorbida en el hogar.

4.2 Comportamiento local del flujo de calor absorbido en el hogar.
4.3 Estrategias de operación contra la fusión de escorias.
4.4 Conclusiones.
Síntesis, aportaciones y perspectivas.
Anexo 1: Descripción de la caldera de la central térmica "Teruel".
Anexo 2: Sistema para la detección de la fusión de escorias en la
caldera del grupo 1 de la central térmica ¨Teruel".
Anexo 3: Medidas de irradiación sobre las paredes de agua.
A3.1 Procedimiento experimental.
A3.2 Resultados y conclusiones.
Anexo 4: Sistema informático.
Referencias

NOMENCLATURA Y TERMINOS ABREVIADOS.
Modelo teórico de los sensores de flujo de calor (Capítulo 2)
2D modelo bidimensional (tubo inalterado)
3D modelo tridimensional (medidor)
d distancia entre puntos de medida de temperatura
C calor específico
D diámetro interno del tubo
e espesor del depósito sobre el radio exterior del tubo
e1 , e2 fuerzas electromotrices para medida de qa (e1 > e2 )
hA coeficiente de convección con el aire ambiente
hB coeficiente de convección con el agua-vapor
hG coeficiente de convección con los gases
k conductividad térmica
K, K' constante de calibración de un sensor de flujo de calor
constante genérica
l espesor del depósito sobre la corona del tubo
n , n dirección y vector normal unitario
P presión en el interior del tubo
q vector flujo de calor
qa flujo de calor absorbido en la corona del tubo
qi flujo de calor incidente desde la llama
qR flujo de calor absorbido por radiación en la superficie del tubo
Qa flujo de calor promedio absorbido por el fluido
r radio
T temperatura
TA temperatura ambiente
T1 , T2 temperaturas para medida de qa (T1 > T2 )
TB temperatura de saturación del fluido
TF temperatura aparente de llama
TG temperatura de los gases sobre la superficie del tubo
x, y, z coordenadas espaciales
Caracteres griegos
s constante de Stefan-Boltzmann
incertidumbre de medida
r densidad
Subíndices
S sobre una superficie
O punto en la corona del tubo
a, b, g, d, e, x puntos para medida de T1 y T2 tmp cables del termopar
MgO aislante del termopar envainado
Modelo elemental de caldera de potencia (Capítulo 4)
P presión en el circuito
pc potencia calorífica del combustible
m caudal de vapor principal

ma
caudal de atemperación
mc
caudal de combustible
me
caudal en el circuito evaporador
mg
caudal de gases
Cp
calor específico de los gases de combustión
Tad
temperatura adiabática de llama
Ts
temperatura de gases a la salida de la cámara de combustión
Tg
temperatura de gases
Ti
temperatura de gases a la salida del sobrecalentador final
Trc
temperatura de gases a la salida del recalentador
Tec
temperatura de gases a la entrada del economizador
Tpa
temperatura de gases a la salida del economizador
T1
temperatura del agua de alimentación
h1
entalpía del agua de alimentación
T2 temperatura del agua a la salida del economizador
h2 entalpía del agua a la salida del economizador
TSAT temperatura de saturación
hSAT entalpía de saturación
T4 temperatura del vapor a la salida del sobrecalentador primario
h4 entalpía del vapor a la salida del sobrecalentador primario
Ta
temperatura del agua de atemperación
ha
entalpía del agua de atemperación
T5 temperatura del vapor tras atemperación
h5 entalpía del vapor tras atemperación
T temperatura del vapor principal
h entalpía del vapor principal
(PF) H sL constante de transferencia del hogar, W/K4 (UAF) constante de transferencia bancos de convección, W/K
Abreviación de equipos y flujos. Subíndices
H hogar
SC1 sobrecalentador primario
SC2 sobrecalentador final
EC economizador
RC recalentador
Caldera de la central térmica Teruel (General y Capítulo 4)
Q potencia absorbida en MW
PCS potencia calorífica superior del carbón
LT lignito triturado
H
Convenciones generales
hulla
A lado izquierdo
B lado derecho
D, C, E, B, F, A designación (de arriba a abajo) de los niveles o planos de
quemadores

designación de molinos y alimentadores
1, 2, 3, 4 designación (de izquierda a derecha) de los quemadores en un
nivel
A, B, ... F, V designación (de arriba a abajo) de los niveles o planos de
sopladores
designación general de niveles en la cámara de combustión
1, 2, ... 8 designación (de izquierda a derecha) de los sopladores en un
nivel (planos B al V)
Abreviación de equipos y flujos. Subíndices
C ciclo
H hogar
I zona instrumentada en las paredes del hogar
ATMP1 atemperación inferior
ATMP2 atemperación superior
SC1 sobrecalentador primario o de convección
SC2 sobrecalentador secundario, radiante o paredes divisorias
SC3 sobrecalentador final
EC1 economizador primario
EC2 economizador secundario
RC recalentador
ZRC zona de recuperación de calor
PA precalentador de aire
PAP precalentador de aire primario
PAS precalentador de aire secundario
PEL precipitadores electrostáticos
CAV calentador de aire por vapor
CAVP calentador de aire primario por vapor
CAVS calentador de aire secundario por vapor
VTF ventilador de tiro forzado
VAP ventilador de aire primario
VTI ventilador de tiro inducido
TBAA turbobomba de agua de alimentación
Siglas de empresas, organismos e instituciones.
ASINEL Asociación de Investigación Industrial Eléctrica
ASME American Society of Mechanical Engineers.
ASTM American Society for Testing and Materials.
CECA Comunidad Europea del Carbón y del Acero.
CEGB Central Electricity Generating Board.
CERL Central Electricity Research Laboratories.
CISE Centro Informazioni Studi Esperienze.
ENDESA Empresa Nacional de Electricidad, Sociedad Anónima.
ENEL Ente Nazionale per l'Energia Elettrica.
EPRI Electric Power Research Institute.
ITA Instituto Tecnológico de Aragón.
OCIDE Oficina de Coordinación de la Investigación y Desarrollo
Electrotécnico.

CAPITULO 1: INTRODUCCION
1.1 PERSPECTIVA
La tecnología de la combustión de carbón pulverizado tuvo su primera aplicación práctica
en 1918, con la puesta en servicio de la central de Oneida Street perteneciente a la Milwaukee
Electric Railway and Light Co., U. S. (Singer, 1981). El concepto de tubos de agua ya había
abierto en el siglo pasado las perspectivas de realización de ciclos a altas presiones de vapor; el
avance tecnológico se completaba ahora con la posibilidad de aumentar en un orden de magnitud
la capacidad de producción de una sola unidad.
El resultado final de este proceso de desarrollo es la caldera moderna de carbón
pulverizado utilizada para la generación de energía eléctrica. 60 años después de la primera
aplicación, la potencia máxima se cifraba en unos 1300 MWe, con un vapor principal a 240 bar
(ciclos supercríticos) y 540 °C.
Pero la combustión en polvo representó además otra ventaja respecto a los antiguos
métodos de combustión sobre parrillas. Todos los carbones poseen una determinada fracción de
materia mineral, que en su mayor parte es incombustible y origina lo que genéricamente se
denomina ceniza. Los contenidos típicos en ceniza se sitúan en torno al 10 % en el caso de las
antracitas y superan el 30 % para los lignitos. Aunque los diseños actuales han sido notablemente
mejorados (Babcock &Wilcox, 1978), un lecho de carbón ardiendo implica en general mayores
temperaturas del combustible y sus residuos y peor distribución del oxígeno. Ambos factores
pueden influir negativamente sobre el comportamiento de la materia mineral, lo que conlleva
posibles problemas de ensuciamiento de las superficies de intercambio. Por su propia naturaleza,
la tecnología del carbón pulverizado permite una mezcla eficaz con el aire y reduce a segundos el
tiempo de exposición de la ceniza a las temperaturas de llama. A consecuencia de ello, los
fenómenos de deposición son en principio mucho menos acusados o inexistentes.
Sin embargo, uno de los aspectos de la producción de energía eléctrica a partir de carbón
que necesita hoy en día de las mayores mejoras es precisamente la acumulación de ceniza en el
lado gas del generador de vapor. En efecto, los diseños de calderas de gran capacidad pecaron
de un exceso de optimismo al tratar la cuestión. Citando a Raask (1985): Con el advenimiento
del carbón pulverizado, los ingenieros de combustión y proyectos pensaron que tenían la
panacea para todos los problemas de ensuciamiento y escorificación. Quedaron
encantados al comprobar que los carbones con alto contenido en cenizas podían quemarse
con éxito; se pensaba que la naturaleza de las especies minerales del carbón no tenía
ninguna importancia significativa cuando el combustible ardía bajo la forma de una nube

de partículas portadora de la llama. No obstante, conforme se fue incrementando la
intensidad de la combustión, resultando así mayores temperaturas y potencia volumétrica
liberada, grandes cantidades de escoria fundida deslizaban por las paredes del hogar al
utilizar ciertos carbones.
El problema es en apariencia una paradoja. En un ejemplo hipotético, la temperatura de
reblandecimiento de la escoria de cualquier carbón puede ser tan baja como unos 1000 °C en
las peores condiciones. Un tubo evaporador de una caldera subcrítica que funciona a 170 bar no
alcanzará bajo ninguna circunstancia los 600 °C. ¿Cómo es posible entonces el desarrollo de
depósitos tenaces e incluso fundidos? Parece evidente que el fenómeno se presta a evaluaciones
completamente equivocadas. El error histórico al que alude Raask responde en realidad a una
serie de condicionantes más complicados.
Como han señalado Barrett et al. (1986), la capacidad de los generadores de vapor de
potencia comenzó a incrementarse desde los años 50 con el objeto de obtener un mayor
rendimiento y reducir la inversión por MWe instalado. Los datos muestran que el ritmo de
escalación durante la década del 60 y principios de los 70 era muy rápido. En el momento de
diseñar a un determinado nivel de carga, la casa fabricante sólo contaba con experiencia real en
unidades de capacidad un 35 % inferior. La combustión de carbón en polvo dentro de un hogar
refrigerado con paneles de agua liberaliza el criterio para fijar la intensidad volumétrica del
proceso de combustión, o lo que es lo mismo, el ritmo de transferencia de la potencia
evaporadora. De esta manera, no es extraño que se tendiera a diseñar cámaras de tamaño
relativo más pequeño para capacidades mayores. Al llevar a cabo esta extrapolación, no se
valoraron adecuadamente los efectos sobre la evolución de la especies incombustibles 1 .
En cualquier caso y como veremos posteriormente, los mecanismos de deposición poseen
un grado de complejidad muy elevado. Recientemente, el EPRI auspició una encuesta entre los
principales fabricantes de calderas de potencia acerca de los criterios de diseño que se emplean
a fin de evitar problemas de ensuciamiento y escorificación (Barrett, 1987). En ella se muestra
como las aproximaciones de ingeniería utilizadas para cubrir estos aspectos no están unificadas y
tienen una base fundamentalmente empírica. Si bien actualmente se diseña eficazmente en función
del tipo de carbón, parece que todavía no se entiende la cuestión en toda su profundidad. De
esta forma, la mayor parte de las calderas proyectadas en los últimos años no experimentan
1 Una solución basada en la tendencia a la fusión de las escorias del carbón es justamente provocarla
mediante altas intensidades de combustión y evacuar los residuos en su fase líquida. Este es el principio de
funcionamiento de los hogares de fondo húmedo (wet bottom o slag tap furnaces), de tipo ciclónico o con
quemadores de carbón pulverizado. El concepto está unido a diversas características desfavorables: gran
sensibilidad al tipo de carbón, altas emisiones de óxidos de nitrógeno y mala regulación, entre otras, v. p. ej.
Singer, 1981. Por ello, este tipo de unidades nunca tuvieron tanta aceptación como el diseño usual
denominado por contraste hogar de fondo seco (dry bottom furnace). La introducción de normas más
restrictivas para la limitación de las emisiones de NOx ha reducido en gran medida las perspectivas de
desarrollo de esta tecnología (Barrett et al., 1986).

problemas graves de deposición, pero siguen presentándose excepciones.
Por otro lado, el fenómeno depende fuertemente de la naturaleza del combustible que se
quema. Aunque el contenido en ceniza no es por cierto el único determinante, el comportamiento
es lógicamente más desfavorable para carbones de bajo rango. Tras la crisis del petróleo, el
carbón se convirtió en el principal combustible fósil económicamente utilizable para la generación
de energía eléctrica. A raíz de ello, se generalizó la tendencia a utilizar exhaustivamente
yacimientos de baja calidad y menor coste de extracción. Según comentan entre otros Wall et al.
(1979), las peores características de ensuciamiento de un carbón de peor rango se combinaron
así con los factores a que antes se ha aludido para configurar una tendencia creciente hacia los
problemas de deposición en calderas de potencia.
Finalmente, hay que considerar que en la actualidad ya no es posible mantener las mismas
características en el carbón consumido por un determinado generador de vapor (Sotter, 1988).
A menudo es preciso cambiar el suministro, mezclar el carbón original o lavarlo, todo ello con el
fin de adecuarse a la calidad decreciente del combustible en el mercado, a la oscilación de
precios o a la necesidad de cumplir con regulaciones medioabientales cada vez más estrictas.
Igualmente, las características de los carbones de bajo rango pueden variar dentro de un mismo
tipo según la mina de procedencia. En relación con esta situación, Mehta & Dooley (1987)
indican que la calidad del carbón tiene un efecto muy complejo sobre el funcionamiento de una
central térmica, existiendo pocos medios para evaluar a priori el resultado de un cambio. Los
fenómenos que se señalan como más importantes incluyen la escorificación y el ensuciamiento: la
necesidad de cambiar la naturaleza del carbón procesado constituye en definitiva otra
circunstancia que explica la alta incidencia actual de este tipo de dificultades.
1.2 ESCORIFICACION EN CALDERAS DE POTENCIA
La deposición de ceniza sobre los tubos del circuito de vapor de una caldera de potencia
engloba varios fenómenos de distinta naturaleza y diferentes efectos sobre el comportamiento
térmico. En términos de operación, la clasificación mayoritariamente aceptada (v. p. ej. Attig &
Duzy, 1969; Winegartner, 1974; Moore & Ehrler, 1976) se representa en la figura 1.1. Hay dos
claras categorías de depósitos problemáticos.
- Fusión de escorias o escorificación (slagging) es el desarrollo de depósitos en las
paredes de agua del hogar situadas a la altura o ligeramente por encima de los quemadores, es
decir, en las secciones sometidas principalmente a radiación térmica que proviene de la
combustión en la bola de fuego. Para la ceniza acumulada bajo esta forma se reserva el nombre
de escoria (slag).

- Además de su significado genérico, la palabra ensuciamiento (fouling 2 ) designa la
formación de depósitos tenaces sobre los bancos de tubos de la parte convectiva de la caldera.
(C)
A
(C)
B
A Fusión de escorias.
B Ensuciamiento.
Figura 1.1 Fenómenos de deposición en una caldera de potencia.
Esta clasificación fenotípica es también genotípica. La escorificación está provocada por
mecanismos de adherencia, sinterización y fusión de las especies minerales sobre los tubos
evaporadores. Todos estos procesos son desencadenados por las altas temperaturas en llama y
también en el propio depósito, pues éste está sometido a una irradiación muy intensa una vez
formado. Igualmente se sabe que el ensuciamiento de las superficies de convección tiene su
origen en la condensación de volátiles incombustibles a unas temperaturas tales que permanecen
líquidos y actúan como recubrimiento promotor de la captura y cohesión de cenizas volantes.
La clasificación del grupo de fenómenos marcado como (C) en la figura 1.1 es más incierta.
Existen observaciones (Barrett et al., 1987, Jackson & Jones, 1981) de fuerte acumulación de
depósitos a gran altura sobre las paredes evaporadoras o en los tubos de los sobrecalentadores
suspendidos radiantes. Estas formas de deposición parecen ser independientes de la fusión de
escorias. Pacer & Duzy (1978) señalan que la escorificación en las partes altas del hogar
aparece debido al contenido en álcalis de la materia mineral de ciertos carbones. Raask (1985)
propone una teoría consistente de compatibilidad térmica entre materia mineral y metal que
explica por qué determinadas cenizas se adhieren mejor sobre los tubos de un sobrecalentador,
más calientes que los del hogar. Asimismo, la deposición en las primeras filas del primer
sobrecalentador convectivo en el camino de los humos tiene un carácter especial. Algunos
autores admiten la influencia de las mayores temperaturas de gases o de la componente de
radiación sobre los procesos de ensuciamiento convectivo en estas zonas (Moore & Ehrler,
2 La nomenclatura inglesa de la que deriva la terminología que hemos adoptado está generalizada entre los
autores estadounidenses. La bibliografía británica, australiana, canadiense y europea tiende con frecuencia a
evitar los términos slagging y fouling, refiriéndose indistintamente a todos estos fenómenos bajo el nombre
de fouling.

1976; Barrett et al., 1986).
El objeto de esta Tesis es el estudio de los fenómenos de fusión de escorias en la zona
radiante de la cámara de combustión. Sin entrar en la explicación última de los mecanismos
implicados, el desarrollo de este tipo de depósitos puede describirse de la siguiente manera (v. p.
ej. Wall et al., 1979; Anderson, 1985). Para el inicio del problema es necesario que
1) Las partículas de materia mineral que emergen de la llama penetren la capa límite y hagan
contacto con la superficie de los tubos.
2) El material se deposite, es decir, se establezca un enlace fuerte con la superficie.
3) Se produzca la suficiente cohesión en el depósito como para permitir su posterior
crecimiento y evitar que se desprenda por su propio peso, soplado, súbitos cambios de
temperatura o vibraciones.
La situación de un capa de escoria sobre los paneles del hogar se muestra cualitativamente
en la figura 1.2. El espesor total puede estar en el rango de varios centímetros, con irradiaciones
hasta 600 kW/m 2 (Neal et al., 1980b). La capa primaria (enamel, esmalte) es indistinguible del
propio material del tubo, habiéndose formado a largo plazo por oxidación y reacción química del
metal con los depósitos de ceniza; esta superficie extendida sirve de anclaje para el grueso de la
deposición (Raask, 1985; Hazard et al., 1980). Mulcahy et. al. (1966a), Boow & Goard (1969)
y más recientemente Anderson et al. (1987), han medido la conductividad térmica de una gran
variedad de cenizas obtenidas de instalaciones reales, tratadas o en su morfología original, y
sintéticas. El parámetro depende de la estructura física y de la composición química, pero el
orden de magnitud para su valor máximo (ceniza fundida) puede establecerse en 1 W/m.K. Dada
la fuerte transferencia radiante desde la llama, ello implica un gradiente térmico muy pronunciado
en el espesor de la escoria. De esta manera, si bien los primeros depósitos pueden retener su
estructura original de partículas individuales, conforme el espesor crece se producen la
sinterización y finalmente la fusión en la capa más exterior. Como corresponde a una mezcla de
diversos constituyentes, el punto de fusión no es definido. Más propiamente debe decirse que la
viscosidad del depósito disminuye tanto que comienza a deslizar por gravedad. La evolución
puede equipararse a la del vidrio fundido (Nicholls & Reid, 1940): la escoria pasa por una serie
de gradaciones en que fluye como un plástico hasta alcanzar la fase plenamente líquida de
comportamiento newtoniano.

agua-vapor
poroso
sin terizado
parcialmente fundido (plástico)
fundido (líq uido)
metal depósito de escoria
capa
primaria
Deposición
Radiación
Figura 1.2 Estructura de los depósitos de escoria sobre un tubo evaporador.
La característica más importante del proceso es su dependencia de la temperatura, lo que le
dota de un carácter realimentado. Las capas más exteriores, sinterizadas o fundidas, actúan
como agente de unión de la totalidad del depósito, haciéndolo resistente a los medios de limpieza
en carga. Además, conforme aumenta el espesor, aumenta la temperatura superficial y disminuye
por tanto la viscosidad de la capa externa. Una superficie más fluida captura más eficazmente las
partículas de ceniza: la propia escorificación provoca mayor velocidad de crecimiento. Raask
(1985) ha mostrado que no sólo la fusión y el sinterizado sino también las características de
adherencia dependen de la temperatura del depósito; las observaciones experimentales señalan
una dependencia exponencial de la velocidad de deposición. Igualmente, Anderson (1985) ha
llevado a cabo un modelo transitorio del proceso, obteniendo perfiles exponenciales para el
aumento de espesor y la disminución del calor transferido. Como veremos, estos perfiles son
observados en funcionamiento real al medir la absorción local de calor.
Existe un segundo lazo de realimentación térmica. Mulcahy et al. (1966b) han calculado en
primera aproximación el efecto máximo sobre la transferencia de calor en la cámara que resulta
de las propiedades aislantes de los depósitos. Las estimaciones indican una reducción del 40 %
en la potencia absorbida y un incremento superior a 300 °C en la temperatura de salida de gases:
los efectos térmicos pueden llegar a ser de gran importancia. Pero además, esto significa que el
aislamiento de las paredes debido a la fusión de escorias provoca aumentos significativos de la
irradiación y temperatura de gases, lo que a su vez agrava la tendencia a la escorificación.

La capa de escoria alcanza finalmente su estado de equilibrio cuando se deposita tanta masa
como la que fluye por su propio peso. La severidad del problema dependerá pues de las
características de la materia mineral del carbón y del diseño del sistema de combustión. En
general, un caso de fusión de escorias grave estará caracterizado por un depósito permanente de
gran espesor formado a causa de los altos valores del calor incidente o, lo que es equivalente,
altas intensidades de combustión o bajo dimensionado del hogar. Nótese que el problema reside
en la fuerza de adherencia y en el espesor. Como han indicado Pollock et al. (1983), una
delgada película de escoria fundida no provoca graves efectos aunque sea difícil de desalojar por
soplado, e inversamente, grandes acumulaciones de depósitos débilmente adheridos puede ser
desprendidos con facilidad obteniéndose un comportamiento promedio aceptable.

1.3 APROXIMACION A LOS PROBLEMAS DE FUSION DE
ESCORIAS.
En la actualidad, los procesos de escorificación todavía no han sido explicados por
completo (Jones, 1988). El fenómeno es muy dependiente de las características de cada carbón
en particular y del diseño y operación de la caldera en que se quema. Como acabamos de ver,
también influye la historia térmica pasada dentro de la cámara de combustión. El tema ha sido
tratado ampliamente y desde muy diversos puntos de vista, incluyendo la investigación científica
de los mecanismos de formación de los depósitos, el desarrollo de criterios de ingeniería para la
predicción y el diseño, multitud de evaluaciones de los efectos del problema realizadas en campo
o en plantas piloto e igual número de soluciones propuestas o ensayadas. Hemos agrupado la
bibliografía existente en varios campos temáticos; durante la revisión se completarán igualmente
los aspectos referentes a las causas y consecuencias de la fusión de escorias.
Fisicoquímica de la materia mineral del carbón.
Esta clase de investigaciones adopta el enfoque fundamental: se busca un modelo de la
estructura de la materia mineral en las partículas de carbón y de las transformaciones
fisicoquímicas que sufre a lo largo del proceso completo. Entre los fenómenos a explicar, la
formación de depósitos sobre las superficies de intercambio de la caldera ha recibido la mayor
atención. Una de las contribuciones más importantes es la serie de trabajos realizados por Raask
de la CEGB, compilados en su libro de referencia (1985) sobre problemas asociados a la
materia mineral del combustible. Se incluyen además unas 500 citas relacionadas. La revisión no
exhaustiva de otras publicaciones significativas comprende el informe EPRI sobre la influencia de
la materia mineral (Hazard et al., 1980) y los estudios de Bryers (1978), Wall et al. (1979), Hein
(1979b), Huffman et al. (1981), Beer & Sarofim (1988), Hardesty & Nissen (1988) y Protsailo
et al. (1990).
Aunque el estado actual en este campo es avanzado, no se ha llegado hasta el momento a
conclusiones definitivas. Ello se debe a la gran complejidad de los procesos bajo estudio y a la
dificultad en determinar las condiciones reales o simularlas experimentalmente. Por otro lado, las
características del carbón y los parámetros de combustión son ampliamente variables y juegan un
papel primordial, lo que hace difícil generalizar resultados. En consecuencia, faltan todavía
modelos precisos para algunos de los procesos de transporte, adherencia, sinterizado y fusión.
No obstante, puede afirmarse que la mayoría de los mecanismos han sido entendidos al menos
cualitativamente o en orden de magnitud. Se cuenta con un extenso índice de las especies
minerales presentes en todos los rangos del carbón y de sus formas (posibles, probables o
comprobadas) de evolución. Estas incluyen las transformaciones en el interior de la llama, en la
interfase gases-tubo y dentro del depósito acumulado (Raask, 1985, Wall et al., 1979).

En lo que a la fusión de escorias respecta, la formación inicial de depósitos sobre las
superficies frías de los tubos de agua puede explicarse por el impacto de partículas a alta
temperatura (Hazard et al., 1980; Raask, 1985), con migración de los condensables hacia la
superficie del tubo y (probable) reacción electroquímica con la capa de óxido. Las especies
responsables parecen ser los minerales de hierro, que bajan el punto de fusión del material
depositado. El papel de otras sustancias inorgánicas, que podrían condensar sobre la superficie
de captura o de las partículas y actuar así como agentes de cohesión, ha sido más discutido. La
baja conductividad térmica de los depósitos iniciales implica altos niveles de temperatura
superficial, lo que causa el posterior crecimiento y consolidación de la capa de escoria. Además,
se sabe que la aglomeración comienza a temperaturas menores de lo que puede inferirse a través
de un ensayo convencional de fusibilidad de la ceniza. Así se ha comprobado para el sinterizado
por flujo viscoso en el depósito real, e incluso para la primera aparición de una fase líquida en la
ceniza de laboratorio (Bryers, 1988b). En el proceso de escorificación intervienen la deposición
selectiva (Bryers, 1978), la difusión de componentes (Wall et al., 1979), y no están excluidas las
reacciones químicas dentro del propio depósito (Hazard et al., 1980).
Parámetros de predicción.
En general, es posible predecir la tendencia a la deposición de un determinado carbón
caracterizando adecuadamente la materia mineral y sus transformaciones. Los métodos
experimentales que se han utilizado para ello son muy diversos y por lo general costosos,
incluyendo técnicas analíticas avanzadas (v. p. ej. Martínez y Osacar, 1987) y utilizándose
cenizas de baja temperatura (British Coal Corporation, 1987) o depósitos recogidos en
instalaciones de ensayo construidas a tal fin. Resulta obvio que esta forma de proceder no
conviene a la ingeniería de calderas de potencia. Por ello, junto a los estudios de base sobre la
evolución de la materia mineral, existe todo un campo paralelo de investigación aplicada. El
objetivo es establecer criterios simples que permitan predecir el comportamiento de los
depósitos producidos por un carbón en concreto al ser quemado en una caldera dada, ya
existente o en fase de diseño. Naturalmente, estos trabajos están íntimamente relacionados con el
grupo anterior y utilizan sus resultados; a menudo es difícil señalar la linea de separación.
Existe una gran variedad de estudios que exploran este aspecto de la cuestión. En la tabla
1.1 se resumen las cuatro principales revisiones de que ha sido objeto el tema. Para explicar los
fundamentos y aun a riesgo de simplificar en exceso, estableceremos de acuerdo con Barrett et
al. (1986) cinco grupos distintos de predictores.

REVISION INCLUIDA POR Nº aproximado de criterios. Nº de referencias.
Winegartner, 1974 20 32
Raask, 1985 (Cap.9-10) 16 16
Barrett et al., 1986 40 125
Barrett et al., 1987 25 -
Tabla 1.1 Diversas revisiones sobre índices predictivos de tendencia a la deposición.

1) Análisis de cenizas. El análisis químico de la ceniza del carbón es un paso obligado para
la caracterización de su comportamiento. La ceniza se obtiene por procedimientos normalizados,
determinándose la fracción en peso de los principales óxidos formados: SiO 2 , Al 2 O 3 , Fe 2 O 3 ,
CaO, MgO, Na 2 O, K 2 O y, menos frecuentemente TiO 2 . El contenido en algunos óxidos ha sido
utilizado directamente como indicador. Por ejemplo, Raask (1985) cuantifica la gravedad de la
escorificación de los carbones británicos en función del porcentaje de Fe 2 O 3 . Pero un uso más
habitual de los porcentajes de óxidos en cenizas es calificar aproximadamente la naturaleza de la
materia mineral del carbón en lo que respecta a los fenómenos de deposición. Así, es usual
clasificar los carbones (Winegartner, 1974) como de ceniza bituminosa
([Fe 2 O 3 ]>[CaO]+[MgO]), o lignítica ([Fe 2 O 3 ]

depósito plástico. Igualmente ha habido intentos de predecir las temperaturas de fusión a partir
de la composición en óxidos de la ceniza (v. Barrett et al., 1986) o de los diagramas de fase de
mezclas ternarias de SiO 2 , Al 2 O 3 y un óxido básico (Huggins et al., 1981, Pollmann, 1981).
3) Viscosidad de las cenizas. Otro grupo de parámetros exclusivamente utilizado para
predecir el grado de escorificación se basa también en las características de fusión, pero
expresadas en términos de viscosidad-temperatura. La determinación experimental (Nicholls &
Reid, 1940) se realiza sobre la ceniza de laboratorio en condiciones oxidantes y reductoras; de
nuevo, bajos valores de viscosidad son indicadores genéricos de mayores problemas de fusión
de escorias. La temperatura de viscosidad crítica se define como el punto de inflexión de la curva
en que un aumento súbito indica la primera aparición de la fase sólida. Este parámetro puede
utilizarse directamente como indicador numérico. Son también usuales las temperaturas a que se
alcanzan determinados puntos fijos de viscosidad o viceversa (Barrett et al., 1986), o el rango de
temperaturas correspondiente a un intervalo "plástico" de viscosidades (Moore & Ehrler, 1976).
Debido a que los métodos experimentales son costosos y los resultados poco
reproductibles salvo en la fase plenamente líquida, ha habido numerosos intentos de relacionar la
curva viscosidad-temperatura o alguno de sus puntos con los ensayos de fusión, la composición
de cenizas o índices derivados (Reid & Cohen, 1944; Watt & Fereday, 1969; Barrick &
Moore, 1976, Thompson & Gibb, 1988).
4) Indices empíricos. La utilidad principal de los porcentajes de óxidos en cenizas ha sido
la elaboración de índices numéricos para cuantificar la severidad esperada en los fenómenos de
deposición. Quizá debido a su enfoque directo de la cuestión, ésta se ha convertido en la forma
más "popular" de predecir el comportamiento de la materia mineral, existiendo un considerable
número de definiciones. Como es natural, los predictores para fusión de escorias difieren
completamente de los utilizados para ensuciamiento. Normalmente, un índice en concreto se
desarrolla para un determinado tipo de carbón; es habitual distinguir según la "naturaleza"
bituminosa o lignítica de la ceniza, Barrett (1987), aunque también suelen agruparse por
categorías más específicas. Las referencias indicadas en la tabla 1.1 contienen una relación
exhaustiva. Para explicar los principios, considérese el siguiente ejemplo. La relación base-ácido
(Winegartner, 1974, Singer, 1981) se define a partir de la composición de la ceniza como
[Fe O ] + [CaO] + [MgO] + [Na O] + [K O]
2 3 2 2
B/A =
[SiO ] + [Al O ]
2 2 3
(1.1)
Los óxidos del denominador son ácidos en el sentido piroquímico del término, lo que
significa que disuelven o hacen fundir una mezcla de los óxidos básicos del numerador. Por ello,
el valor del cociente es un indicador del comportamiento de fusibilidad o de la viscosidad de la

ceniza. Puesto que la relación no es monótonamente creciente o decreciente, el ratio sólo puede
utilizarse para predecir la escorificación si se combina con otros indicadores, como por ejemplo
el muy extendido factor de escorificación desarrollado por Attig & Duzy (1969) para carbones
de ceniza bituminosa:
R S = (B/A).S (1.2)
donde S es el azufre total en carbón, que "mide" de esta forma la influencia de las fracciones
piríticas. A partir del tratamiento estadístico de observaciones empíricas, se establece una escala
de cuatro grados de severidad, creciente a mayor magnitud de R S .
5) Otros métodos. Trabajar a partir de las cenizas elaboradas en laboratorio lleva implícita
la suposición de que éstas representan de alguna forma el comportamiento de los depósitos en el
hogar. Si se tienen en cuenta los factores que razonablemente pueden influir, parece que sólo el
tipo de carbón es el mismo en el laboratorio y en la instalación real; considérense los diferentes
ritmos de calentamiento, temperatura, evolución física de las partículas, pérdida de volátiles (y
por tanto composición química), etc. Está generalmente reconocido que estos procedimientos de
obtención y ensayo de cenizas (y por tanto, la mayoría de los predictores derivados) pueden
pasar por alto efectos importantes. Por otra parte y como ya se ha comentado, los ensayos
convencionales de fusión no reflejan la realidad de los fenómenos de sinterizado y microfusión;
Barrett et al. (1986) señalan además la subjetividad y gran incertidumbre en la determinación de
la temperatura de deformación inicial. En consecuencia, ha habido continuos esfuerzos por
desarrollar métodos más avanzados pero manteniendo a la vez un grado de complejidad
aceptable. Cumming & Sanyal (1981) han determinado el principio de la fusión de la ceniza a
través de la medida de la resistencia eléctrica, encontrando que se produce a temperaturas
bastante más bajas que las nominales. Los investigadores soviéticos emplean el punto "de inicio
de la escorificación", definido como la temperatura de gases a la que comienza a aglomerarse
depósito sobre una sonda especial (Dik et al., 1980; Alekhnovich & Bogomolov, 1988). Otra
técnica es usar las fracciones separadas por tamaño y densidad del carbón pulverizado. Esta es
una forma de tomar en cuenta los procesos de selección aerodinámica y consiguiente deposición
selectiva que sufren las partículas de materia mineral en el hogar. Bryers (1978) ha mostrado
cómo las predicciones son más fiables que las de los indicadores clásicos.
El éxito de todos estos parámetros ha sido relativo; una buena indicación de ello es el
elevado número de criterios diferentes que se encuentra en la bibliografía, tabla 1.1. La
predicción de tendencias a la escorificación incluye naturalmente todas las limitaciones de la
investigación fisicoquímica básica, más las que resultan adicionalmente al simplificar mecanismos
de alta complejidad. Una vez más, hay que añadir que la generalidad de los resultados es
comprometida por la fuerte influencia del tipo de carbón y del diseño de caldera. Como ha
manifestado Bryers (1988a), el enfoque adolece de un exceso de empirismo. La encuesta

ealizada para el EPRI (Barrett, 1987), permite formar una idea sobre el estado actual. Se
examinaron un total de 103 casos de calderas reales, documentados con todos los datos
disponibles sobre carbón y cenizas, diseño, operación y evaluación de los problemas de
deposición. Mediante técnicas de estadística multivariante, se determinó la correlación entre la
severidad del fenómeno y más de 25 de estos parámetros. Uno de los objetivos era estudiar a
posteriori la capacidad predictiva de los índices habituales. Como resultado, los mejores
predictores de escorificación clasificaron adecuadamente sólo el 73-77 % de los casos, con
excepciones significativas de diagnóstico totalmente erróneo.
Diseño de hogares.
Otro de los hallazgos de la encuesta fue que la combinación de un indicador de carbón con
un parámetro de diseño del hogar (por ejemplo, el cociente entre caudal principal de vapor y
área transversal) resulta en un criterio mejorado: de un 80 a un 89 % de aciertos, con manifiesta
ausencia de errores graves. Esto expresa en realidad un hecho fundamental: la principal causa de
los problemas de escorificación es un diseño inadecuado de la cámara de combustión en relación
con el tipo de carbón a quemar.
En el proyecto de un hogar de caldera de potencia se interrelacionan diversas cuestiones
que no es posible separar. A pesar de ello y aunque ningún procedimiento completo ha sido
publicado, sí existe abundante información general sobre los aspectos específicos que atañen a
fenómenos de fusión de escorias. Veánse por ejemplo los manuales de Babcock & Wilcox
(1978) y Combustion Engineering (Singer, 1981), la encuesta EPRI entre fabricantes (Barrett,
1987) y las publicaciones de Attig & Duzy (1969), Kuznetsov (1972), Burbach et al. (1977),
Hensel & Skowyra (1977), Tuppeny (1978), Pacer & Duzy (1978), Marcus (1979), Rau
(1980), Vetterick (1980), Hazard (1980), González Blas (1981), Pollock et al. (1983),
Buxmann (1983), Penner et al. (1984) y LaRue (1986). La moderna práctica de diseño de
hogares toma en cuenta las características de escorificación del carbón o tipo de carbón dado.
Barrett (1987) concluye en general que, si bien las aproximaciones varían según el fabricante y
existen ciertas debilidades, el estado actual de la cuestión es muy avanzado; la posibilidad
mencionada más arriba de construir indicadores eficaces basados en carbón y diseño basta por
otra parte para demostrarlo. Sin embargo, un resumen de los criterios específicos servirá para
matizar algunas de las causas de este tipo de dificultades cuando se produce un desacoplo entre
la caldera y el carbón que se quema en ella.
El primer paso es estimar la tendencia a la escorificación, para lo que se usan en este orden
de preferencia las temperaturas de fusión, el análisis de cenizas y los índices empíricos. Los
factores de diseño del hogar a considerar son

1) Intensidad de la combustión o de la transferencia de calor: tamaño de la cámara.
Como ya se ha explicado, la fusión de escorias es fundamentalmente de origen térmico. Por ello,
es preciso elegir tamaños de hogar para una determinada carga que resulten en niveles térmicos
adecuados a la fusibilidad estimada para el depósito. Este factor se expresa como cocientes de la
entrada total de potencia (o lo que es equivalente, cualquier otra definición de la carga, como la
producción de vapor principal) dividida por diversas áreas y volúmenes del hogar: sección
transversal, superficie total de intercambio, superficie del cinturón de quemadores, volumen total
y volumen de la zona de quemadores, principalmente. Los cocientes son el promedio para toda
la cámara o para el cinturón de quemadores de la intensidad de combustión y de la transferencia
de calor radiante. El valor adecuado se selecciona por criterios empíricos, lo que explica hasta
cierto punto la diversidad de ratios. Algunos de ellos son complementarios; no existe suficiente
información acerca de los matices que representa la elección de un ratio determinado frente a
otro. Lo mismo puede afirmarse acerca de las dimensiones relativas, otros detalles geométricos y
la inclusión de sobrecalentadores radiantes, aspectos que varían según el diseñador.
2) Nivel térmico global y local: quemadores. Los criterios de elección en lo que respecta
a los depósitos son los mismos. Los procedimientos están menos definidos, pero es posible
enumerar varios puntos. Así, la capacidad individual, número, distribución y espaciado influencian
los niveles generales de temperatura, siendo estos menores a mayor número, menor tamaño
individual y mayor espaciado. El diseño de cada quemador y su distancia a las superficies de los
paneles determina el perfil de temperaturas local. Se recomienda especialmente dar una forma
adecuada a la llama para que no toque los tubos.
3) Condiciones de combustión. Como se ha visto, el carácter reductor del entorno facilita
la fusión de la ceniza. Por ello, otros criterios de diseño buscan evitar defectos locales de oxígeno
a través de una mezcla apropiada de las partículas de carbón y el aire. Hay dos factores o
grupos de factores: elección de la suficiente finura en la granulometría y diseño y disposición del
sistema de quemadores.
4) Sistemas de soplado en carga. El diseño y número de los sopladores de pared se elige
exclusivamente en función de la severidad estimada del fenómeno. Como es lógico, a mayor
tendencia, se especifica mayor densidad de equipos y mayor presión en boca.
Cuando estos factores no se han elegido apropiadamente en función del carbón quemado,
aparecen los fenómenos de fusión de escorias. Aunque la acumulación de depósitos tenaces
puede deberse a fallos de proyecto u operación de los sopladores, el origen está
primordialmente en los demás criterios. En resumen, las causas del problema son unas altas
temperaturas en el interior del hogar (geometría de la cámara y sistema de combustión), y/o una
mala distribución del aire (sistema de combustión).

Soluciones basadas en el carbón.
Como es evidente, una solución para los problemas de fusión de escorias en un determinado
generador de vapor es cambiar el carbón. Como comentan Pollock et al. (1983), La forma más
fácil de mejorar el funcionamiento global es pagar un sobreprecio por un carbón mejor. El
estado actual de las técnicas de predicción parece asegurar algo menos del 80 % de
probabilidad de acierto en lo que a escorificación se refiere. Entre esta solución extrema y la
situación inicial caben por supuesto otros compromisos:
- Mezclas. La bibliografía contiene pocos trabajos específicos sobre el efecto de una mezcla
con un carbón de menor propensidad a la escorificación. Raask (1985) hace notar que un
carbón con alto contenido en cenizas, y por tanto baja potencia calorífica, agrava los problemas
de escorificación por el simple hecho del mayor flujo de materia mineral y aporte de potencia a la
cámara de combustión. De esta forma, siempre será beneficioso (en lo que a fusión de escorias
se refiere, no así para el ensuciamiento) mezclarlo con carbones de rango mayor. Se recomienda
la selección en base a los índices predictivos de las diferentes cenizas. Buxmann (1983) ha
evaluado la mezcla de lignitos negros con carbón bituminoso, concluyendo que las mejores
características de la ceniza de éste último suponen en principio una reducción de la tendencia a la
fusión de escorias. Sin embargo, advierte del riesgo de obtener mayores temperaturas en el
hogar por el cambio en el proceso de combustión. No es posible, según Buxmann, estimar
detalladamente este efecto. Según Lee et al. (1983) los indicadores empíricos pueden aplicarse a
la ceniza promedio, pero es obligado verificarlos experimentalmente. Ninguno de los estudios
considera las consecuencias de una mezcla sin homogeneizar.
- Lavado. Otra solución es tratar el carbón antes de su combustión. Para el problema del
ensuciamiento, es conocido que las técnicas de reducción del contenido en sodio por intercambio
iónico han dado un buen resultado con lignitos americanos (Paulson et al., 1981; Zobeck et al.,
1988). Si nos referimos a problemas de escorificación y a procesos más convencionales, de
acuerdo con Levasseur et al. (1988) los efectos son beneficiosos, pero su alcance depende del
tipo de lavado y del tipo de carbón. Raask (1985) revisa algunos estudios y concluye que la
eliminación de las fracciones piríticas pesadas (es decir, del hierro) que en general suponen esta
clase de tratamientos es altamente eficaz en reducir la escorificación. No obstante, se presenta
una excepción en que el incremento en concentración de sodio (que no se elimina) explica un
empeoramiento del fenómeno. Harding et al. (1988) han informado de resultados muy
satisfactorios especificamente referidos a la fusión de escorias.
- Aditivos de combustión. MacDonald (1984) da un resumen completo de los efectos que
debe provocar un aditivo apropiado en el lado de la llama con objeto de aliviar la tendencia a la
fusión de escorias. Estas posibilidades a priori se han limitado en la práctica a pocos grupos de
sustancias. Baker (1981) anuncia un moderado éxito con la adición de óxido de calcio a los

lignitos canadienses a fin de limitar la escorificación. No obstante, las tierras alcalinas han sido
más habitualmente utilizadas para facilitar la evacuación en calderas de fondo húmedo, para el
ensuciamiento convectivo (Locklin et al., 1980; Raask, 1985) e incluso para promover la
escorificación cuando se necesita mantener el sobrecalentamiento (Harris & Gallaspy, 1988). El
oxicloruro de cobre tiene un efecto devitrificador, provocando la formación de cristales. Este
mecanismo puede cambiar la naturaleza plástica de la escoria y así facilitar su desalojo. Locklin
et al. (1980) y Raask (1985) también han revisado casos de aplicación; los resultados varían
desde ausencia total de efectos hasta éxito completo. Se señala que el aditivo funciona mejor con
cenizas de alto contenido en hierro, y que existe poca experiencia con calderas de gran
capacidad. Livingston & Sanyal (1988) exponen resultados muy beneficiosos mediante la acción
de esta sustancia, pero ponen de manifiesto que todavía queda mucho trabajo a realizar con el
objeto de establecer el dosado óptimo y el régimen continuo o discontinuo de inyección.
En resumen, las soluciones basadas en carbón parecen ofrecer buenas posibilidades. Por
supuesto, hay que tener en cuenta que el cambio, mezcla o lavado del combustible estarán
sujetos a otros tipos de condicionantes, incluyendo consideraciones técnicas y económicas.
Blake (1988) da un ejemplo de cómo deben hacerse las estimaciones de costos detallando un
caso de implantación de carbón lavado. Por otro lado, es importante notar que a veces existe
más de un incentivo para estas actuaciones. Así por ejemplo, un programa de reducción de
emisiones de SO 2 mediante mezcla o lavado aplicado a un carbón rico en piritas resultará
también en un alivio de los problemas de fusión de escorias.
Rediseño.
En cualquiera de los casos, cabe la situación en que no sea rentable o conveniente tratar o
cambiar el combustible. Puede entonces resultar beneficioso llevar a cabo cambios menores en el
diseño de la unidad. Las soluciones de rediseño se basan en las causas antes apuntadas, es decir,
intentan reducir el nivel térmico dentro del hogar, mejorar la mezcla de aire combustible y/o la
efectividad del sistema de limpieza en carga. Así, se han descrito modificaciones de diverso
alcance en el sistema de quemadores (Marcus, 1979; Rau, 1980) y de aire a quemadores (Hein,
1978, 1979a; LaRue, 1986; Harrington et al., 1988; Technika, 1989). Estas últimas pueden
agruparse bajo la intención común de superar el concepto de caja de vientos y registros
tangenciales de aire secundario. Otra solución es recircular gas frío (Kuznetsov, 1972; Raask,
1985; Osintsev et al., 1990), lo que reduce los ratios de liberación y absorción de calor en la
cámara (Babcock & Wilcox, 1978).
Mención aparte merecen los sistemas de limpieza en carga. Intentar mejorar la capacidad de
desalojo de depósitos sin atacar las causas del problema parece en principio menos aconsejable,
pero ha sido una solución muy ensayada. Buckley et al. (1974) revisan los diseños tradicionales
de aire, vapor saturado, vapor recalentado y agua y sus principios de funcionamiento. Estos son

empíricos; los parámetros más importantes en el caso de sopladores de pared son la presión en
el punto de impacto, el radio efectivo y, como ya se ha mencionado, el número o espaciado de
equipos. Todo ello se elige de acuerdo con la severidad estimada del problema. Así, incrementar
la presión del medio de soplado y/o aumentar la densidad de la red son posibles soluciones para
casos de escorificación grave. Con escoria fundida, otro factor es la temperatura y por ello,
parece reconocida la inefectividad para su desalojo del vapor o el aire. Tradicionalmente se han
especificado sopladores de agua, a los que se le supone la capacidad de solidificar los depósitos
para así desprenderlos con facilidad. Esta ha sido una posibilidad muy estudiada por los
ingenieros soviéticos, que han desarrollado "lanzas" de agua (Pachenko et al., 1981; Ots et al.,
1987) para impactar sobre la superficie fundida de la escoria desde la pared opuesta. Technika
(1989) recomienda por su parte el cambio a sopladores de agua convencionales para un caso de
fusión de escorias muy grave. El problema con todos los tipos de limpieza por agua es qué
sucede cuando un chorro de agua fría barre los tubos desnudos. Dadas las formas de operación
y el comportamiento de los depósitos, es prudente considerar que esto sucederá inevitablemente
con cierta frecuencia. O'Brien & Melksham (1984) y Maidanik et al. (1988, 1989) han
estudiado teórica y experimentalmente el daño al metal por fatiga y shock térmicos. Sus
conclusiones están el rango que va de moderadamente optimistas a inconclusivas. Como es
evidente, el impacto térmico es superior a lo usual y por tanto el desarrollo y ampliación de
grietas en el tubo se acelera, pero se considera que ello no debería afectar a su vida útil. O´Brien
insiste en que debe cuidarse el diseño y la experiencia de Ots et al. (1987) les induce a
recomendar para las lanzas un intervalo entre operaciones no inferior a 12 horas.
Nuevos conceptos de "soplado" descritos como muy efectivos son la limpieza por pulsos
neumáticos de alta frecuencia (Vorovna & Nesterov, 1982; Raask, 1985) y vibraciones
(Pachenko et al., 1981).
Soluciones de operación.
Finalmente, los cambios en las prácticas usuales de manejo pueden ser la solución menos
costosa para un problema grave de fusión de escorias. De nuevo, las técnicas se corresponden
con los tres grupos de factores antes identificados. Siguiendo el excelente compendio de Raask
(1985), es posible intentar:
- Incrementar la finura de molienda del carbón pulverizado, para evitar zonas
reductoras. Se corre no obstante el riesgo de aumentar la temperatura de llama.
- Incrementar el exceso de aire. Esto tiene un doble efecto. Por un lado, reducir la
temperatura dentro de la cámara. Por otro y según ya se ha explicado, se aumenta el punto de
fusión de la escoria. Por contra, el rendimiento de caldera se reduce y se incrementa la erosión
en los bancos con la mayor velocidad de gases. Tal vez debido a su sencillez, la solución ha sido

la más empleada. Es descrita entre otros por Attig & Duzy (1969); Burbach et al. (1977); Hein
(1978, 1979a); Marcus, (1979); Rau, (1980) y Jones & Riley (1988).
- Disminuir la temperatura de precalentamiento del aire, con los mismos efectos
térmicos que la maniobra anterior, pero de consecuencias negativas menos acusadas.
- Cambios de la distribución de quemadores en servicio. Dependiendo del diseño de la
unidad, es posible alterar la carga de quemadores individuales o, más comunmente, filas de
quemadores. Esto cambia lógicamente el perfil de la combustión y por tanto de la irradiación, así
que cabe emplear estas técnicas con objeto de disminuir el pico de carga térmica en las zonas
problemáticas. Raask (1985) discute medidas correctoras de esta clase para aliviar la
escorificación en la zona de quemadores y tolvas. No obstante, no se señalan criterios concretos;
como es obvio, la estrategias deberán ser específicas para cada caldera. El inconveniente de esta
solución parece pues la necesidad de determinar cuál es la combinación óptima. Jones & Riley
(1988) informan independientemente de resultados preliminares esperanzadores.
- Reducción de la carga. Puesto que la fusión de escorias depende fundamentalmente de la
temperatura, si se reduce el aporte de potencia al hogar, se eliminan las dificultades.
Naturalmente, esto es inaceptable desde el punto de vista de la disponibilidad.
- Manejo de los sopladores. Al igual que sucede con el rediseño, también puede adoptarse
el enfoque directo de optimizar la operación de los sopladores. En general, la bibliografía
recomienda una frecuencia de soplado adecuada para evitar causar la fusión de escorias, pero
pocos trabajos se han hecho para concretar el punto óptimo: aparentemente. las espectativas en
este aspecto se centran en el diseño. Cantieri & Locke (1963) y Chappell & Locke (1965) han
estudiado el lazo de control de los sistemas de sopladores. Según estos autores, los soplados
deben guiarse por señales de planta, que en definitiva miden la absorción térmica de las diversas
secciones. En último término se trata de un equilibrio económico entre el coste del medio de
soplado y el coste de la suciedad en las superficies de intercambio. Sus ideas sobre control
automático no han sido aplicadas todavía y, en cualquier caso, no ofrecen recomendaciones
sobre casos de escorificación grave. Sin embargo, presentan interesantes conexiones con el tema
de detección en tiempo real que comentaremos más adelante.

Evaluación de los efectos de la fusión de escorias.
El aislamiento producido por los depósitos en la cámara altera el balance térmico de la
unidad. Como veremos, esto resulta en más altas temperaturas de gases, un menor rendimiento
térmico e incluso limitaciones de carga, al no poder mantenerse los parámetros de producción o
a causa de otras disfunciones consecuencia a su vez de la acumulación masiva de escoria.
Por lo explicado hasta el momento sobre la naturaleza del fenómeno, no es de extrañar que
la predicción de efectos térmicos a través de modelos de caldera esté actualmente poco
adelantada. Wall et al. (1989) y Mulcahy et al. (1966b) han dado estimaciones de primera
aproximación sobre el cambio en la transferencia de calor al hogar. Anderson (1985) y la
Babcock & Wilcox (v. Makanski, 1987) han construido con éxito modelos transitorios
semiempíricos del proceso local de deposición, que dejan fuera la importante cuestión de la
adherencia de la escoria y su resistencia al soplado. La potencia de modelado de caldera que
poseen las casas fabricantes y compañías eléctricas se detiene igualmente ante los fenómenos de
escorificación: éstos son tenidos en cuenta al calcular la absorción, pero sólo como parámetros
ajustados externamente (Chappell & Locke, 1965; Bueters & Habelt, 1977; Vetterick et al.,
1980; Mobsby, 1981; Levy, 1984). En este aspecto, el modelo de hogar desarrollado por
Vrublevska et al. (1987) ofrece un camino más prometedor, todavía por explorar.
El uso de plantas piloto para estimar el desarrollo de depósitos en la cámara de combustión
constituye el siguiente paso en la evaluación de efectos. Se trata de una aproximación de alto
costo, sólo justificable para amplios programas de investigación de nuevos tipos de carbón. Estas
técnicas han sido preferentemente utilizadas para el ensuciamiento en bancos convectivos (Tufte
et al., 1976; Selle et al., 1979; Zobeck et al., 1988; Bosio et al., 1988), ya que es
comparativamente más difícil aplicar criterios de semejanza y simular las condiciones para el
interior del hogar (Barrett et al., 1986; Johnson & Sotter, 1988). Sin embargo, la utilización en
problemas de fusión de escorias también ha sido extensa. Algunos trabajos se han centrado en
la fisicoquímica fundamental y en el desarrollo de índices de predicción (Hein, 1978; Lee &
Whaley, 1983; Jones, 1988; Clarkson et al., 1988), pero un número comparable de
investigaciones ha considerado los efectos sobre la transferencia de calor en la cámara (Borio et
al, 1977; Higgins & Morley, 1981; Pollock et al., 1983; Levasseur et al, 1988; Harding et al.,
1988, Lowe, 1988). En general, los resultados han sido satisfactorios; la reducción máxima en la
absorción de potencia radiante se cifra para los peores casos en más del 30 %. De acuerdo no
obstante con Jonhson (1988), si bien las cifras son extrapolables a unidades de tamaño real, el
problema crítico de predecir la capacidad de limpieza en carga no ha sido resuelto por este
enfoque.
La evaluación en campo para una combinación real carbón-generador de vapor ha recibido
asimismo considerable atención. Se parte de una limitación: la información habitualmente

disponible resulta por lo general insuficiente para cuantificar los efectos. En consecuencia, si no
se quiere emprender un programa de ensayos específicos basados en instrumentación especial,
las posibilidades son reducidas. Así por ejemplo, Barrett et al. (1987) utilizan diversas
calificaciones subjetivas (principalmente la estimación cualitativa de frecuencias de ocurrencia)
para cuantificar la gravedad de la situación con propósitos estadísticos. Tufte et al. (1977)
elaboraron una escala numérica de 4 puntos basada en apreciaciones sobre la facilidad de
limpieza de depósitos convectivos. De igual manera, las recomendaciones EPRI (Sotter, 1988)
incluyen como procedimientos normales la estimación del tiempo que puede mantenerse la carga
plena y la observación visual. Es obvio que un estudio en profundidad de la alteración del
comportamiento térmico necesita de medios más avanzados (Jackson & Jones, 1981).
Métodos avanzados de detección en campo.
Puesto que lo que se desea evaluar es el efecto aislante de la acumulación de depósitos, el
diagnóstico objetivo puede hacerse mediante la medida de la absorción térmica. Algunos
ejemplos de estos métodos son los trabajos de Karasina et. al (1979); Godridge & Morns
(1981); Abraham & Rajaram (1983) y Lowe (1984a,b). El creciente interés por mejorar el
rendimiento y disponibilidad de las calderas de potencia, junto con los avances en sistemas de
instrumentación y adquisición de datos hicieron evolucionar estos primeros procedimientos hacia
sistemas de detección en continuo.
Reason (1985) y Anson (1988) revisan la mayoría de las aplicaciones existentes. La
absorción se determina bien por medida directa del flujo de calor mediante instrumentos
construidos a partir de termopares insertos en el tubo, o bien por cálculos de balance de energía
y transferencia. La medida directa se realiza en una red de puntos sobre las paredes del hogar.
Esto permite estudiar la evolución de los depósitos en diferentes zonas. La primera experiencia
fue llevada a cabo por Chambers et al. (1981a,b) a partir de una instrumentación diseñada por
Northover & Hitchcock (1967). Posteriormente, se desarrolló un sistema integrado de
monitorización y se mejoraron los aparatos, según describen Marr et al. (1984), Wynnyckyj et
al. (1985), Winship et al. (1985) y Rhodes (1986). Otros medidores para la detección de
escoria depositada se deben a los trabajos de Neal et al. (1980a,b, 1982) y el CISE (1986a).
Los sistemas no basados en la medida directa (Heil et al., 1981) tienen la relativa desventaja de
considerar las paredes de la cámara como una única zona de deposición.
Uno de los enfoques preferentes de la monitorización del calor absorbido ha sido la
optimización del soplado, recogiendo así las antiguas ideas sobre lazos de regulación de los
sopladores. Los sistemas se ofrecen como medio de ahorrar soplados innecesarios. Para la
cámara de combustión, la medida multipunto del flujo de calor ofrece más posibilidades que el
cálculo de la potencia global: por fin se ha encontrado la instrumentación que echaran a faltar
Cantieri & Locke (1963) para controlar el soplado local. Hay que aclarar que no se ha llegado a

cerrar el lazo: las acciones son iniciadas por el operador con la nueva información recibida como
guía.
Si bien estos técnicas representan un gran logro al permitir la detección continua de los
depósitos, el desarrollo no se ha cerrado todavía. Como muestra el estudio de Neal et al.
(1980b), aunque no es posible controlar o simular experimentalmente las condiciones reales de
trabajo de los detectores de flujo de calor, tampoco se ha intentado modelar teóricamente
grandes acumulaciones de escoria. Chojnowski (1984) advierte sobre la alta incertidumbre en
los valores de absorción medidos con estos sensores y la poca fiabilidad de la calibración de
laboratorio. Por otro lado, los procedimientos de interpretación de datos no han sido
especificados y aparte de análisis muy preliminares de los efectos del soplado (Davidson, 1986;
Anson, 1988) y de los breves estudios de Marr et al. (1984), no se ha publicado información
sobre evaluaciones concretas y en cualquier caso, ninguna referida a dificultades de
escorificación grave. Las condiciones de operación de una caldera de potencia son cambiantes;
además y como señalan Neal et al. (1980b) los fenómenos de deposición severa introducen una
fuerte variabilidad adicional en los valores instantáneos de flujo de calor. Anson (1988) comenta
asimismo la aleatoriedad que mediante este método se detecta en la respuesta de la escoria al
soplado. En suma, se tiene un complejo sistema dinámico para el que hay que averiguar sus
modos de respuesta, es decir, las consecuencias de la fusión de escorias sobre el
comportamiento térmico en función de la operación de la caldera. Este problema aún no ha sido
planteado. Debe considerarse también que el gran número de datos tomados en tiempo real
dificultará el diagnóstico de los fenómenos básicos; en este sentido, Kosvic et al. (1988) han
realizado algunas aportaciones sobre el tratamiento estadístico de esta información. Sin embargo,
faltan en general tanto cálculos detallados de los efectos térmicos del problema y su relación con
las variables de funcionamiento como la metodología necesaria para llevarlos a cabo.
Resumen
Cabe resumir el estado actual del conocimiento sobre escorificación en calderas de potencia
en los puntos siguientes.
- La fisicoquímica de los procesos ha sido entendida cualitativamente, y continúan los
estudios a fin de formular modelos completos. Como aplicación práctica de esta investigación de
base, el arte del diseño de nuevas instalaciones ha sido notablemente mejorado. Sin embargo, es
evidente que el problema sigue siendo importante, bien debido a cambios en el combustible o
bien debido a antiguos diseños inadecuados.
- En los últimos años, se ha desarrollado la herramienta necesaria para evaluar los efectos en
planta de este tipo de dificultades. Los nuevos sistemas instrumentales y de adquisición de datos
ofrecen un grado de aproximación excelente, ya que permiten seguir en continuo el

comportamiento del generador de vapor y el desarrollo de los depósitos. Sin embargo, no han
sido suficientemente descritos ni el funcionamiento de la instrumentación detectora del flujo de
calor ni el proceso de evaluación de los datos tomados en tiempo real. Dadas las condiciones de
trabajo de una caldera de potencia, la variabilidad en la limpieza de sus superficies y el gran
número de datos necesarios, esta última tarea no es trivial. En correspondencia, faltan también
estudios concretos sobre las formas de evolución y repercusiones térmicas en casos de
escorificación severa.
- Las soluciones basadas en el carbón y en el rediseño ofrecen buenas perspectivas,
dependiendo de cada caso en particular. Considerando el coste de estas medidas y el hecho de
que las características del carbón a procesar son actualmente impuestas por circunstancias
externas, parece deseable no obstante la búsqueda de soluciones de operación.
La importancia absoluta del problema puede quedar de manifiesto con algunas cifras. Más
del 40 % de la energía eléctrica se genera en España a partir del carbón (UNESA, 1991a), lo
que representa hoy en día unos 60000 millones de kWh. La tendencia actual en los paises de la
OCDE muestra el mantenimiento e incluso el crecimiento del porcentaje de participación de la
energía termoeléctrica clásica (UNESA, 1991b). Aunque no hay datos globales sobre la
incidencia de la escorificación referidos a nuestro entorno inmediato, sí existe una estadística
significativa: la reciente encuesta del EPRI, realizada en los Estados Unidos sobre 103 calderas
de fondo seco y capacidad superior a 300 MWe (Barrett et al., 1987), señala que más del 32 %
de las unidades tienen frecuentes dificultades de este tipo y que en casi un 30 % se informa de
escorificación ocasional.
1.4 LIGNITOS NEGROS DE LA CUENCA TUROLENSE
El caso de los lignitos negros turolenses es muy representativo de una situación de fusión de
escorias grave. Las reservas probables y muy probables de lignito negro alcanzan más de 350
millones de toneladas (Menéndez, 1987). Actualmente, este combustible se utiliza en la Central
Térmica "Teruel" (3 grupos, 1050 MWe nominales); su combustión en equipos convencionales
de carbón pulverizado se extenderá al menos hasta mediada esta década.
Primeramente, hay que tener en cuenta que este tipo de carbones difiere de lo que las
clasificaciones por rangos entienden por lignito. En la tabla 1.2 se comparan un lignito clase A
según la norma ASTM (tomado del artículo de Hensel & Skowyra, 1977) y un lignito negro
típico turolense según LaRue et al. (1986).

Lignito clase ASTM A.
(Hensel & Skowyra, 1977)
Lignito negro turolense.
(LaRue et al., 1986)
Análisis inmediato, % en peso.
Carbono fijo 27,4 20,8
Volátiles 25,9 22,1
Humedad 40,0 17,5
Cenizas 6,7 39,6
Análisis elemental, % en peso.
Carbono 35,7 28,5
Hidrógeno 2,3 1,6
Oxígeno 14,2 5,7
Nitrógeno 0,6 0,4
Azufre 0,5 6,7
PCS según se quema, kcal/kg
3300 2698
Composición de cenizas normalizada, % en peso.
SiO 2 21,83 37,43
Al 2 O 3 11,84 23,50
Fe 2 O 3 5,97 27,00
CaO 21,73 4,00
MgO 4,02 0,72
Na 2 O 10,00 2,18
K 2 O 0,31 1,42
TiO 2 0,62 0,79
P 2 O 5 0,82 0,43
SO 3 22,86 4,02
Tabla 1.2 Lignito standard y lignito negro turolense.
De acuerdo con estos últimos autores, el lignito negro de Teruel se distingue por su alto
contenido en cenizas (aunque el lignito standard puede llegar a equipararse según casos) y bajas
potencia calorífica y humedad. Pero el análisis de óxidos en ceniza indica además que su materia
inorgánica es de tipo bituminoso, es decir, predomina el contenido en hierro frente a calcio y
magnesio. 3 De esta forma, se tiene un carbón de baja clasificación cuyas especies minerales se
asemejan de alguna forma a las de carbones de mejor calidad.
Esta combinación de circunstancias aconseja en principio tomar con precaución las
estimaciones y análisis referidos tanto a carbones de ceniza bituminosa como a carbones de bajo
rango. Existen varios estudios específicos sobre el lignito negro turolense. A través de la técnica
3 Nos referimos al combustible principal, compuesto de diversas variedades que pueden representarse, salvo
matices más específicos, con el ejemplo de la tabla 1.2. Existe la excepción del carbón de Mequinenza, que se
consume en la central en baja proporción y cuya ceniza sí es típicamente lignítica.

de las fracciones separadas por tamaño y densidad, Bryers (1978) identifica el hierro pirítico
como causante de una alta tendencia a la fusión de escorias. Buxmann (1983) predice igualmente
posibles problemas de escorificación con mezclas de lignito y hulla, más un probable alivio en
caso de lavado. LaRue et al. (1985) auguran mediante índices clásicos altas tendencias tanto de
escorificación como de ensuciamiento para el carbón ejemplificado en la tabla. Martín et
al.(1989) han aplicado diversos predictores de escorificación a 20 variedades extraídas de otras
tantas minas y 6 muestras de polvo tomadas en planta. Dependiendo de la mina y del criterio, se
predijeron así desde una tendencia inexistente hasta muy severa, sin poderse llevar a cabo
contrastaciones experimentales. Las técnicas actuales de caracterización de carbones no
permiten pues combinar a priori las diferentes variedades. Martin et al. concluyen que los índices
estudiados no logran predecir adecuadamente el comportamiento de las cenizas de los
carbones, aunque pueden proporcionar una base para la selección de los carbones a
utilizar. No obstante, las predicciones obtenidas con algunos de ellos pueden ser
diametralmente opuestas, conduciendo a una confusión que sólo la experiencia anterior de
la central puede resolver.
En la práctica de operación, se observa con el lignito negro de Teruel una fortísima
tendencia a la escorificación. No existen informes sobre ensuciamiento convectivo, aunque sí se
producen episodios de deposición grave en el sobrecalentador radiante y salida de gases de
hogar. Tomás (1986) estima las pérdidas de disponibilidad provocadas por la fusión de escorias
durante un año a carga base, figura 1.3. De los totales mensuales de indisponibilidad fortuita, se
ha eliminado la contribución debida a otras causas actuando solas o en combinación con la fusión
de escorias. La cifra global es considerable: 60000 MWh cada año. La gráfica muestra además
dos periodos de mayor y menor incidencia del problema; el cambio parece deberse a una
variación en la calidad del carbón. Una comparación del rendimiento térmico entre los dos
periodos acota las perdidas entre un 0,5 y un 0,9 % de rendimiento, aunque por supuesto no es
posible discernir qué parte puede imputarse exclusivamente al fenómeno.

20000
15000
10000
5000
0
MWh
Central Térmica Teruel Grupos 1, 2 y 3.
Indisponibilidad debida a fusión de escorias año 1984.
E F M A M J J A S O N D
Figura 1.3 Indisponibilidad por escorificación en la central térmica Teruel (Tomás, 1986)
1.5 JUSTIFICACION, OBJETIVOS Y CONTENIDO DE LA
TESIS
En base al análisis experimental de los fenómenos de escorificación observados en la
caldera de la central térmica "Teruel", se lleva a cabo un estudio sobre este aspecto del
funcionamiento térmico de las calderas de potencia. El diagnóstico riguroso de un caso
representativo permite de esta forma avanzar en el conocimiento de los medios de detección,
tratamiento de los datos y evaluación en planta de las causas, efectos y acciones a emprender en
casos de fusión de escorias severa. La tesis se concreta en los siguientes objetivos.
1) Estudio teórico de los sistemas de medida del flujo de calor aplicados a casos de
escorificación grave. Validación de los modelos con la información adquirida en continuo a través
de una red de sensores en las paredes del hogar, equipo que debe diseñarse e instalarse en
campo.
2) Desarrollo de métodos de análisis fiable de los datos adquiridos en tiempo real, con
especial atención a la evaluación de fenómenos de escorificación en calderas de potencia
detectados a través de redes sensoras del flujo de calor.
3) Aplicación de estos desarrollos al caso antes descrito, matizando las causas, la relación
con parámetros de funcionamiento y los efectos térmicos.
4) Estudio en planta sobre las estrategias de operación más adecuadas para mitigar el
problema o reducir sus consecuencias.

En el capítulo 2 se revisa en primer lugar la situación actual en el ámbito de los detectores de
flujo de calor en el hogar. A continuación, se detalla un modelo de elementos finitos desarrollado
a fin de simular un sensor cubierto con diversos espesores de depósitos, incluyendo condiciones
de gran acumulación. La discusión de los resultados teóricos permite establecer nuevas bases de
diseño de este tipo de aparatos. Posteriormente se describe la instalación experimental realizada
en el grupo 1 de la central térmica "Teruel" y los criterios utilizados para definir la disposición.
Finalmente, se comparan las predicciones teóricas con las medidas reales, acotando el
significado y utilidad de la información obtenida. El capítulo 3 está dedicado a la metodología
para el tratamiento de datos experimentales. Las pasos más importantes del proceso son la
validación y el fraccionamiento del registro en periodos de operación estable y según la historia
térmica pasada. Se estima igualmente la incertidumbre asociada a las variables medidas en
continuo y se resumen los cálculos de transferencia y balance a utilizar para elaborar esta
información. El diagnóstico de la escorificación severa se divide en dos partes incluidas en el
capítulo 4. En primer término, la evaluación de los perfiles de absorción total por secciones
muestra el grado de validez de la medida directa y una forma de diagnóstico global del balance
térmico. Este se lleva a cabo a la luz de un modelo elemental de la transferencia de calor en los
distintos subsistemas de caldera. En segundo lugar, se desarrollan métodos para procesar el
mapa local de flujos de calor, a fin de cuantificar las distintos grados de respuesta al soplado
según zonas de las paredes. Entre ambos puntos de vista es posible clarificar los efectos térmicos
del problema, matizar sus causas y establecer la relación con las acciones habituales de
operación. La última parte del capítulo contiene las perspectivas sobre estrategias óptimas de
manejo, describiéndose las experiencias realizadas con la redistribución de fuegos y los
esquemas de soplado. La evaluación de los resultados se lleva a cabo a través de los métodos
desarrollados anteriormente.
CAPITULO 2: LA MEDIDA DEL FLUJO DE CALOR
ABSORBIDO EN LAS PAREDES DEL HOGAR.
La fusión de escorias comienza y se desarrolla sobre los tubos evaporadores que dan forma
a la cámara de combustión de la caldera. Como es lógico, el parámetro de funcionamiento más
directamente afectado es el calor absorbido por los tubos, que se reduce notablemente debido a
las propiedades aislantes de los depósitos. Si esto llega a suceder en gran parte de las paredes
del hogar, el funcionamiento térmico de la unidad es deficiente y entonces se dice que la caldera
sufre de fusión de escorias. Sin embargo, no hay que olvidar que tal comportamiento global se
origina a consecuencia de la transferencia local de calor en la cámara.
Debido al tamaño de las instalaciones de este tipo y a las características del sistema de
combustión, las condiciones en el interior del hogar varían ampliamente de unas zonas a otras. La
deposición de cenizas, resultado de complejos procesos fisicoquímicos, es una de estas
condiciones. Si se intenta un estudio detallado del problema a la par que su detección precoz en

tiempo real, es necesaria una medida local. Sólo de esta forma se puede identificar el fenómeno
desde su origen e investigar sus variaciones espaciales y su evolución temporal.
La medida del espesor y tenacidad de los depósitos resulta impracticable de cara a un
seguimiento en continuo del proceso real. Pero el flujo de calor absorbido por los tubos sí puede
medirse sin mucha dificultad. En ese caso, se tiene la ventaja de medir el efecto aislante, es decir,
el espesor térmico de la escoria, en lugar del mero espesor físico. Los cambios de la señal (en el
tiempo y con la posición, espontáneos o ante actuaciones concretas de operación) completan la
información, dando cuenta de la tenacidad y comportamiento de los depósitos de escoria.
Así pues, el método que se ha seguido ha hecho uso de una red de medidores de flujo de
calor absorbido permanentemente instalada en los tubos del hogar. El estado actual del arte de
este tipo de medidas es avanzado, pero como se verá, basta un primer análisis para que surjan
dudas ineludibles sobre la nueva instrumentación. Aunque la red de sensores proporciona
abundante información sobre el fenómeno bajo estudio, el significado de la magnitud medida y la
calibración de los aparatos no están claramente definidos en la información disponible y parecen
variar de unos modelos de aparatos a otros, respondiendo a diferentes conceptos de diseño.
En consecuencia, en primer lugar es preciso ahondar en el conocimiento de la medida del
flujo de calor absorbido localmente en el hogar y de las influencias relativas que sobre esta
medida tienen los depósitos y el resto de condiciones. Sin haber sentado estas bases, la
información proporcionada por una red de sensores es ambigua y no puede interpretarse en la
forma adecuada. Partiendo de una revisión sobre el estado actual de estas técnicas
instrumentales, se construye en este capítulo un modelo teórico de un detector, simulando sus
condiciones de trabajo en una situación de escorificación grave. La vía teórica está justificada
por la imposibilidad de controlar o simular las condiciones reales. Posteriormente, se comparan
los resultados con las medidas experimentales. El estudio completo permite establecer las bases
de funcionamiento y diferentes opciones de diseño, así como precisar el significado de la
magnitud medida y su relación con la absorción térmica.
2.1 MEDIDORES DE FLUJO DE CALOR ABSORBIDO.
En una caldera de potencia moderna, los tubos evaporadores del hogar se encuentran
alineados formando paneles ("paredes de agua"). Hablando genéricamente, las condiciones a las
que están sometidos los tubos son las siguientes. La cara interior del panel recibe la radiación de
la llama y de los gases calientes (más una pequeña contribución convectiva) que están a la
presión atmosférica y a temperaturas adiabáticas en torno a los 1500 - 2000 °C. Dependiendo
del diseño particular, la irradiación toma valores de hasta 600 kW/m 2 . Por el interior de los tubos
circula una mezcla de agua y vapor en ebullición a presiones del orden de los 180 bar para ciclos
subcríticos.

A pesar de la dureza del entorno, es posible fabricar instrumentos sensores del flujo de calor
recibido. Como es conocido, el principio básico es la medida de dos temperaturas en la pared
del tubo expuesta a la llama y el cálculo aproximado del correspondiente gradiente térmico en
virtud de la ley de Fourier:
q(x,y,z)=
⎛
⎜
⎝
q a
0
0
⎞
⎟
⎠
= -k∇T=
⎛
⎜
⎝
-k
dT
dx
0
0
⎞ ⎛
⎟≅
⎜
⎠ ⎝
k
(Τ1- T )
d 2
0
0
⎞
⎟=
⎠
⎛
⎜
⎝
K(T 1 - T 2 )
0
0
⎞ ⎛
⎟≅⎜
⎠ ⎝
K'(e 1 - e 2 )
0
0
⎞
⎟
⎠
(2.1)
El vector flujo de calor q debe tener sólo una componente o bien el aparato ha de modificar
el campo térmico para que así sea. Por razones de tamaño, los sensores son obligadamente
termopares. La calibración puede hacerse en función de la diferencia de temperaturas o
directamente a través de la diferencia de fuerzas electromotrices en el circuito termoeléctrico. Un
instrumento bien diseñado debe mantener K ó K´ constante en las condiciones reales de
funcionamiento. Respecto a la definición de qa, hay que tener en cuenta todas las alteraciones
producidas por el montaje. Obsérvese que, según la fórmula y si T1 y T2 son las temperaturas
medidas, qa es una aproximación al calor absorbido por el aparato y lo que se busca medir es el
calor absorbido en la situación original. Dicho en otras palabras, no basta con calibrar el
instrumento teórica o experimentalmente, sino que hay que estimar además en cuánto altera la
medida el propio medidor. En la práctica esto puede lograrse corrigiendo adecuadamente la
constante de calibración o bien demostrando que la corrección necesaria es despreciable.
Según la forma de desarrollar el gradiente de temperaturas, hemos clasificado en tres grupos
los instrumentos para la medida del calor absorbido en las paredes del hogar: medidores tipo
disco, medidores de gradiente libre y medidores de gradiente controlado. Damos una breve
reseña de cada tipo a continuación.
Medidores tipo disco.
El principio fue ideado por Gardon en 1953 y es ya tradicional en transferencia de calor. El
gradiente se desarrolla en sentido radial en un disco colocado paralelamente a la superficie que
recibe la irradiación. El flujo de calor resulta ser proporcional a la diferencia de temperaturas (o
fuerzas electromotrices) entre centro y periferia. (Curiosamente, los termopares no son
imprescindibles en este tipo de diseño. Si el disco por un lado y el cuerpo y cables de conexión
por otro se fabrican a base de diferentes materiales termoeléctricos, el propio conjunto actúa
como un termopar diferencial entre centro y periferia.)
La utilización del tipo disco ha sido amplia. La tabla 2.1 resume las referencias más
importantes.

REFERENCIA ANALISIS UTILIZACION
Anson & Godridge, 1967
Central Electricity Generating
Board, U. K.
Northover & Hitchcock, 1967
Central Electricity Generating
Board, U. K.
Pavlović et al., 1974
Boris Kirdich Institute, Yugoslavia
Chambers et al., 1981a, 1981b
University of Waterloo, Canada
Marr et al., 1984
University of Waterloo, Canada
Winship et al., 1985
Combustion Engineering Canada
Power Systems
Variación tipo placa.
Calibración teórica
aproximada y experimental
Calibración teórica
aproximada y experimental
Calibración y respuesta
dinámica. Teórico y
experimental
Medidores de gradiente libre.
Diseño CEGB. No se
discute.
Nuevo diseño más robusto
no detallado. Descripción
somera por Reason (1985)
Nueva variación del diseño
no descrita.
Tabla 2.1 Medidores tipo disco.
Real en pruebas.
Hasta 220 kW/m 2
Real en pruebas.
Hasta 320 kW/m 2
Real en pruebas.
Hasta 150 kW/m 2
Real en pruebas.
Hasta 500 kW/m 2
Sistema de detección de
depósitos. Fase experimental.
Sistema de detección de
depósitos. Fase comercial.
Este diseño no es un medidor en sí mismo: consiste en insertar termopares en el espesor del
tubo y aprovechar el gradiente que ya existe, alterando mínimamente el campo térmico original.
Es preciso colocar la unión sensible de los termopares alrededor del punto del tubo más próximo
a la llama. Hay dos variaciones. Si se inserta un sólo termopar, puede calcularse el flujo mediante
la diferencia entre esa temperatura y la de saturación del vapor que circula por el interior (que a
su vez se puede medir aproximadamente en el lado frío de la pared). Montando dos termopares
en la pared caliente (lo que supone una ejecución más difícil) se tiene una medida más directa del
gradiente.
Por supuesto, la dificultad estriba en conducir los cables fuera del hogar y dar al conjunto la
robustez necesaria: piénsese en la elevada presión interior y la delgadez del material. Las bases
de diseño están establecidas desde hace tiempo. Así se explica en la tabla 2.2, junto con la
evolución última de este tipo de medidas.

REFERENCIA ASPECTOS RELEVANTES
Baker et al., 1975 Técnicas para la inserción de termopares en
pared.
Babcock & Wilcox, 1978 Termopares cordales (a través de cuerdas de
la circunferencia del tubo). Bases de
calibración muy aproximadas.
Abraham & Rajaram, 1983 Medida Tpared - Tsat. Calibración teórica
validada experimentalmente.Utilización real.
Lowe, 1984a, 1984b Medida Tpared - Tsat. Termopares cordales.
Utilización real. Sin detalles de calibración.
CISE, 1986a
Centro Informazioni Studi Esperienze, ENEL,
Italia
Evolución de los termopares cordales por
electroerosión. "Calibración" como B&W.
Utilización real. Disponibilidad comercial.
Tabla 2.2. Medidores de gradiente libre.
Medidores de gradiente controlado.
Resultan de la aplicación estricta de la ley de Fourier en una dimensión. El flujo se mide a
través del gradiente desarrollado en un pequeño cilindro de conductividad térmica conocida y
aislado lateralmente para asegurar una única componente. El cilindro se coloca para que el
sentido de la conducción sea perpendicular a la superficie que recibe el flujo. Dos termopares
miden el gradiente y qa se calibra en función de la diferencia de fuerzas electromotrices.
El diseño fue desarrollado por la CEGB para sustituir al antiguo medidor tipo disco. Según
el cilindro se inserte en el tubo o se suelde sobre su superficie resultan dos variaciones distintas,
que fueron denominadas Fluxtube y Dometer respectivamente. Neal et al. (1980a, 1980b, 1982)
describen su calibración teórica por métodos numéricos y su calibración experimental. Los
aparatos fueron probados en instalaciones reales con flujos de hasta 600 kW/m 2 . Desde
mediados de los años 80, ambas clases de aparatos son comercializados por la compañía Land
(Clay & Davidson, 1987) bajo los nombres de Fluxtube y Fluxdome. Cada aparato servido es
sometido a una calibración individualizada.
Problemática de la medida. I. Calibración.
El nivel de desarrollo de todos estos sensores es alto y se ha dado respuesta satisfactoria a
numerosos aspectos de la medida, como son la resistencia mecánica y química del instrumento a
su entorno, el posicionado preciso de las sondas y el sobrecalentamiento y métodos de
soldadura. Sin embargo hay cuestiones mucho más básicas acerca de las cuales el conocimiento
es confuso. Entremos en una discusión más detallada.

En primer lugar, hay que darse cuenta de que cualquier calibración experimental del propio
aparato no es exacta. Esto es así ya que lo que se quiere medir es el calor absorbido por los
tubos inalterados. Puesto que es imposible reproducir las condiciones reales de un tubo del hogar
en el laboratorio, el problema no puede resolverse por este camino. Los métodos habituales de
calibración experimental hacen uso de una fuente de radiación negra a temperatura conocida.
Para obtener el valor de qa hay dos posibilidades no excluyentes: o bien se controlan las
propiedades radiativas de la superficie del sensor, o bien se mide el calor absorbido por el
sistema de refrigeración. Este valor debe corregirse entonces considerando de alguna forma la
alteración de la situación original que supone la colocación del medidor. Como se comprenderá,
este proceso se presta a imprecisiones y ha sido tratado de muy diversas maneras.
Los primeros trabajos referentes al medidor tipo disco o placa ignoran por completo el
hecho de que el medidor no representa al tubo y se detienen tras una calibración teórica y su
contrapartida experimental, siempre referidas solamente al medidor. Northover & Hitchcock
(1967) son conscientes del efecto de la rerradiación debida a la temperatura del disco, más
elevada que la del tubo. Sin embargo, no presentan métodos adecuados para corregir la
calibración. En una crítica a sus colegas de la CEGB, Morgan (1974) establece de forma
semicuantitativa la larga lista de todos los errores que pueden presentarse. Aunque creemos que
sus cifras son ciertamente exageradas, los conceptos son válidos para todo tipo de aparatos y
por ello se resumen a continuación. Al insertar un medidor en un tubo de hogar, el flujo de calor
absorbido se verá alterado debido principalmente a los siguientes factores:
- Elevación de la temperatura superficial del sensor respecto a la del tubo original. Error por
rerradiación y por el consiguiente cambio de las propiedades (radiativas y conductividad térmica)
de los depósitos de ceniza.
- No representatividad del depósito sobre el medidor, debido a su temperatura elevada y,
caso de que sobresalga del tubo, a su forma.
- Para los medidores tipo disco o placa, la no uniformidad de la irradiación sobre la
superficie sensora (lo que puede suceder debido a la escoria) altera la calibración.
El último punto resulta ser importante 4 e invalida en principio la utilización del medidor tipo
disco. Precisamente para resolver estas cuestiones la CEGB desarrolla los dos nuevos diseños
de aparatos conocidos como Fluxtube y Fluxdome. Según Neal et al. (1980a, 1980b, 1982), la
guarda térmica que rodea al cilindro de medida minimiza el efecto de la no uniformidad del
campo y asegura una calibración estable. Además, se evalúa el efecto de la rerradiación para el
4 Lo que fue probado teóricamente por Northover & Hitchcock (v. Davidson, 1987). Incluso mediante una
aproximación unidimensional, puede verse que los depósitos pasan a ser térmicamente parte del medidor e
invalidan de esta forma la calibración, pues su espesor y propiedades no pueden predecirse.

Fluxtube en sólo un ±5 % de error, mediante un estudio por elementos finitos. El funcionamiento
del Fluxdome (cuya temperatura superficial es mayor y además puede acumular depósitos no
representativos) es validado por comparación con la señal del Fluxtube en una aplicación real.
Para ambos modelos se ofrece calibración experimental y teórica.
Los aparatos de gradiente libre han seguido una evolución bien distinta. En el manual de
Babcock & Wilcox (1978) se propone un cálculo de qa muy aproximado: Se recomienda aplicar
la fórmula de conducción del calor en una pared cilíndrica simétrica utilizando la conductividad
térmica del material del tubo. Aun aceptando que el campo de temperaturas se asemeje al del
caso simétrico, este planteamiento no es correcto pues ignora el error debido a la propia
presencia de los termopares. El CISE (1988) sigue el mismo proceder y reconoce (1986b) la
dificultad de cualquier calibración experimental del tubo instrumentado. Los efectos de la
inserción de termopares son de nuevo despreciados sin análisis previo.
Problemática de la medida.II. Condiciones de funcionamiento.
Sobre las paredes de la cámara de combustión de una caldera moderna de carbón
pulverizado no sólo hay altos valores de irradiación, sino que existen también de cero a varios
centímetros de escoria de carbón depositada y aglomerada sobre los tubos. Si revisamos la
bibliografía sobre los aparatos actualmente utilizados observaremos que nunca han sido
analizados bajo estas dos condiciones.
En efecto, los montajes de gradiente libre, tipo cordal de Babcock & Wilcox o tipo
tronchetto del CISE, fueron concebidos para detectar el ensuciamiento interno y no se concede
importancia al calculo del calor absorbido, utilizándose sólo las diferencias de temperatura. Por
su parte, los estudios teóricos de la CEGB sobre los modelos Fluxtube y Fluxdome suponen tan
sólo un milímetro de depósitos sobre los aparatos, ya que el desarrollo original se hizo para
calderas de fuel-oil, en las que la capa de depósitos es mucho más ligera. Aunque las
calibraciones teórica y experimental consideran flujos tan altos como los encontrados en calderas
de carbón, el efecto real de grandes espesores de escoria es desconocido. De hecho, Neal et al.
(1980a, 1980b, 1982) dejan abierta la cuestión de la fusión de escorias severa, con el criterio
aparente de que su análisis teórico es imposible. Por otro lado, la calibración comercial por el
método de radiación (Clay & Davidson, 1987) se limita a valores en torno a los 100 - 200
kW/m 2 en condiciones limpias.
Problemática de la medida. III. Significado del calor absorbido.
No obstante lo explicado hasta ahora, todas estas clases de aparatos se utilizan para la
detección de depósitos en aplicaciones reales. Aparentemente, la validez de las medidas se
deduce de las propias medidas en ensayo real.

Sin embargo, el significado del calor absorbido se vuelve confuso cuando los resultados
experimentales revelan ciertas curiosas anomalías. Como veremos en el estudio que nos ocupa,
al utilizar distintos tipos de instrumentos calibrados según los respectivos fabricantes se obtienen
a su vez comportamientos distintos. Las diferencias superan el ±10% de incertidumbre que es
razonable exigir, e incluso el ±15% que consideran aceptable algunos diseñadores (Neal et al.,
1980b). El valor y la evolución del flujo de calor absorbido parecen depender del instrumento
con que se mide, lo que revela diferentes conceptos de diseño y calibración.
Los hechos sugieren por tanto que lo que en realidad se busca es una medida relativa del
grado de cobertura y espesor de la capa de escoria antes que el valor del calor absorbido por el
tubo. El uso del medidor tipo disco (por lo demás inadecuado como ya se ha visto) por parte de
Chambers et al. (1981a, 1981b), Marr (1984) y Winship (1985) parece confirmar este punto de
vista: cada medida es comparada con el "calor disponible" absorbido por un aparato idéntico que
se mantiene libre de depósitos por diversos medios. (Comentemos al margen que, por desgracia,
el método no es practicable en casos de fusión de escorias grave.)
Suponiendo resuelta la cuestión anterior, queda todavía el problema fundamental: definir con
precisión qué significa el valor que se intenta medir. En todos los estudios tal definición está
implícita: la magnitud medida , qa, es la componente normal del vector flujo de calor en el
punto del tubo más próximo a la llama. A partir de ello surgen varias preguntas. El efecto final
de la transferencia de calor es su absorción por parte del agua-vapor sobre la circunferencia
interior del tubo. ¿Podemos calcular este calor a partir de la medida de qa? La pregunta es
importante, pues de esa forma se relacionarían las medidas de la red del interior del hogar con el
comportamiento global de la caldera. Por otra parte, la presencia de grandes espesores de
escoria alterará el campo de temperaturas. Luego cabe plantearse además si la relación entre
ambos calores se verá asimismo alterada. Otra cuestión quizá menor, es la conveniencia de
utilizar aparatos de gradiente libre o controlado, dado que la forma de los depósitos puede ser
irregular y el vector flujo de calor no será en general perpendicular a la superficie del tubo.
Chojnowski (1984) hace notar que que los valores proporcionados por aparatos medidores
de flujo de calor en las paredes deben considerarse indicativos y aconseja compararlos con el
calor absorbido por el agua en el hogar, lo que representa un incentivo más para aclarar este
aspecto. Godridge & Morns (1981), Abraham & Rajaram (1983) y Lowe (1984a) informan de
resultados satisfactorios en este sentido, aunque existen importantes desviaciones y en todos los
casos se trata de situaciones sin deposición o deposición muy ligera.
Estudio de la medida del flujo de calor.
Puesto que las condiciones en el interior del hogar son muy variables y no pueden
controlarse con precisión, nada puede deducirse a priori de las propias medidas. Previamente es

preciso realizar un estudio teórico. En una primera parte se ha estudiado mediante la técnica de
elementos finitos (Huebner & Thornton, 1982) la transferencia de calor por conducción en una
sección bidimensional del tubo evaporativo, intentando reproducir el rango de condiciones reales.
Posteriormente, se ha modelado un medidor sencillo compuesto de una sección tridimensional de
tubo instrumentado con termopares. Como herramienta de trabajo, se ha usado el sistema
ANSYS (Konkhe, 1987) y las condiciones de contorno se han introducido mediante las
correlaciones apropiadas. El resultado de los análisis nos proporciona una definición más precisa
de la variable medida, su relación con las condiciones que existen sobre las paredes del hogar y
en el interior de los tubos y otros aspectos adicionales de importancia.
Con ese conocimiento asentado, es posible hasta cierto punto extender el análisis a los
datos reales y concluirlo para los tipos de medidores que se usaron. El examen de las lecturas de
la red de medidores durante 147 días completa y amplia el estudio teórico con la ventaja de que
se trata de valores reales.
Como subproducto de la investigación, se tendrán además las bases sobre el diseño térmico
de este tipo de instrumentación. Dado que éste no es el objetivo último de la Tesis, esta vía de
investigación debe quedarse abierta una vez cumplidos los objetivos de este Capítulo.
2.2 CAMPO TERMICO EN UN TUBO DE LAS PAREDES DEL
HOGAR.
Resulta imposible reproducir exactamente las condiciones reales a las que está sometido un
tubo evaporativo mediante un modelo teórico. Por un lado hay parámetros desconocidos (por
ejemplo, las propiedades de la escoria de carbón) y además, alguno de los procedimientos de
cálculo es aproximado (por ejemplo, la condición de contorno con radiación). En consecuencia,
lo que se debe buscar es reproducir un rango amplio de condiciones que incluya las de
funcionamiento real, es decir que produzcan en el modelo el valor y distribución adecuados de la
magnitud medida, es decir, el flujo de calor absorbido. Esto se consigue utilizando
cuidadosamente un conjunto de datos extraídos de la bibliografía sobre el tema y de lo que se
sabe sobre la planta real, a la par que afinando la representación de las condiciones de contorno.
Como resultado se obtendrán criterios cualitativos sobre la ecuación de calibración y las
influencias de la escoria en el funcionamiento real.
El calor absorbido por las paredes depende del tiempo y del espacio. Hay dos
condicionantes independientes entre sí. El primero es el flujo de calor que llega de la llama y los
gases calientes (por radiación térmica en su mayor parte). En segundo lugar, el calor absorbido
por las paredes es sólo una fracción de este calor incidente debido sobre todo a la gran
resistencia térmica de la capa de depósitos de ceniza. El espesor y forma de esta capa son
resultado de procesos harto complicados, por lo que en apariencia se trata de variables

aleatorias. Por lo tanto pueden considerarse como un segundo condicionante independiente del
primero. El resto de condiciones del problema dependen exclusivamente de estas dos y, de esta
forma, obtenemos el rango de situaciones de operación que debe estudiarse haciendo variar
cartesianamente la geometría de la escoria y la transferencia de calor desde la llama.
Validez del estudio bidimensional en estado estacionario.
El problema se resolverá en estado estacionario. Esto es válido salvo para dos situaciones:
1) súbitas limpiezas en carga y 2) grandes cambios en la transmisión desde los fuegos con
grandes espesores de escoria.
Consideremos primero la geometría fija y el calor transferido desde la llama variable en el
tiempo. Para el tubo limpio, los transitorios de temperatura en el metal son tan rápidos que no se
cometerá mucho error en el campo térmico (Singer, 1981). Profundizando más, el análisis
teórico y experimental de Pavlović et al (1974) demuestra que el medidor de flujo de calor
responde como un sistema de primer orden con frecuencias de corte en el intervalo de los 0,15 a
los 0,2 Hz. Como se muestra en el mismo estudio, las grandes variaciones del poder emisivo de
la llama (debidas, por ejemplo, a un cambio en el esquema de quemadores) son en comparación
mucho más lentas (del orden de varios minutos), por lo que en todo momento existe
aproximadamente estado estacionario. Por otro lado, las rápidas fluctuaciones de llama
asociadas a la combustión de carbón pulverizado quedarán quizá recortadas, pero al ser de
pequeña magnitud, el error cometido es también pequeño.
Cuando sobre el tubo tenemos un gran espesor de depósitos, la inercia térmica del conjunto
será mucho mayor debido a la baja conductividad térmica de la escoria. Para estimar la
diferencia puede bastar un sencillo estudio de orden de magnitud.Supóngase una pared plana
infinita de espesor d que en régimen estacionario absorbe un flujo de calor q estando la superficie
fría a temperatura TB. Si el flujo de calor en la superficie caliente cambia súbitamente a Q > q, el
flujo de calor medio que se obtendría a través de la diferencia de temperaturas entre las dos
superficies puede calcularse a partir de la solución analítica como
k
(T(0, t) - TB ) = Q -
d
∞
π 2
8 (Q - q)
∑n=
1
(2n -1) 2
1
exp
⎧
⎨
⎩
-
(2n -1) 2 π2k ⎫
t
4ρCd 2
⎬
⎭ (2.2)
En otras palabras, la señal se comporta como una suma de sistemas de primer orden. La
constante de tiempo mayor viene dada por τ = 4ρCd 2 /π 2 k. Para valores característicos del
metal del tubo (d= 7 mm, ρ= 8000 kg/m 3 , C= 650 J/kgK, k= 40 W/mK) se obtiene τ= 2,6 s, lo
que es más rápido que los valores rigurosos dados por Pavlović et al, pero entra dentro del
orden de magnitud. Si se considera ahora una capa de 50 mm de escoria (ρ= 2400 kg/m 3 , C=

1005 J/kgK, k= 1 W/mK) τ pasa a ser de unos 40 minutos o unas 900 veces mayor.El
comportamiento paso bajo se ha desplazado hasta frecuencias muy pequeñas.
De estos resultados de primera aproximación podemos deducir que en circunstancias de
gran espesor de depósitos, las rápidas fluctuaciones quedarán sin duda atenuadas 5 y cuando
haya grandes y lentos cambios en la irradiación, la validez del estudio es dudosa, pues el
transitorio persistirá muy posiblemente durante varios minutos después de la variación.
Considerando el calor incidente constante y la geometría variable, hay que decir que el
proceso de deposición se desarrolla con lentitud, tardando varias horas hasta alcanzar el estado
estacionario en el que se deposita tanta escoria como desliza de la superficie. Así lo predice
Anderson (1985) teóricamente y se observa en la práctica a través de las medidas (Cortés et al.,
1989). Hay una excepción: la limpieza súbita del tubo (debida o no a soplado en carga) puede
quizás implicar constantes de tiempo muy rápidas. Por consiguiente, el estudio será
aproximadamente válido desde este punto de vista, salvo posiblemente después de una caída
repentina de gran cantidad de depósitos.
Si excluimos los tubos próximos a las esquinas, un modelo bidimensional es equivalente a
suponer que las condiciones a que está sujeto el tubo varían de manera muy suave sobre las
paredes del hogar y puede suponerse de forma aproximada que son constantes sobre una gran
área. Lamentablemente, no es posible comprobar la validez de esta hipótesis. Es obvio que en
realidad habrá una variación espacial. El flujo de calor incidente presenta un gradiente típico de
unos 60 kW/m 3 (v. Anexo 3), lo que puede considerarse una variación suave, pero no hay datos
ni medios teóricos suficientes como para estimar los perfiles de circulación del fluido dentro de
los tubos que esto provoca. Lo mismo puede decirse del espesor y geometría de la escoria, que
además pueden variar en mucha mayor medida.
Por lo tanto, se confirma la coveniencia de un estudio bidimensional repetido para un rango
amplio de condiciones. De esta forma, el campo térmico en una sección del tubo puede
calcularse independientemente del resto de la pared, e imponiendo una gran variedad de
condiciones se puede asegurar que los resultados representarán una situación real.
Geometría y discretización.
La figura 2.1 muestra los tres tipos de geometría analizados. La figura 1a representa el tubo
limpio. Para incluir la escoria en el análisis se siguieron varios criterios:
5 Lo que puede ser un buen método para detectar los depósitos independientemente del valor absoluto del
flujo de calor como puntualizan Chambers et al. (1981a, 1981b). Respecto a la medida dinámica del espesor del
depósito, véase la descripción de la Sonda de Respuesta Térmica que incluyen Anson et al. (1988)

- En realidad, la forma y el espesor varían aleatoriamente para nuestros propósitos.
Pequeños espesores pueden simularse aproximadamente por una capa que siga la forma del
tubo, figura 1b, con un espesor e. El caso límite de grandes acumulaciones se representa
mediante una capa de superficie plana y altura l sobre la corona del tubo, figura 1c.
- Los rangos de e y l se escogen inicialmente en base a observaciones visuales e informes
del personal de operación, siendo 5 cm el valor máximo considerado. Quizá esta cifra sea algo
conservativa, pero nótese que el estudio bidimensional supondrá 5 cm sobre toda la pared.
Además, los depósitos no podran crecer más allá de un espesor tal que su superficie alcance la
temperatura de fusión. En nuestro caso, la temperatura de fluidez ronda los 1400 °C, medida
según el método de la ASTM (1948). Así, no se han tomado en cuenta los casos en que la
máxima temperatura del depósito supera ampliamente este valor, como muestra la tabla 2.3. A
su vez, la tabla confirma que el rango de valores supuesto conduce a resultados razonables.
B
C
95.25 mm
A
D
(a) (b)
l
Ø 60.8 mm
Ø 76.2 mm
D
(c)
Figura 2.1 Geometrias del tubo y los depósitos.
D
e

- La escoria se supone simétrica, lo que simplifica el estudio. Aparte de que no sería realista
simular formas irregulares mediante un modelo bidimensional, en todo caso el rango de
situaciones queda cubierto por los casos límite simétricos que se han adoptado. La influencia de
irregularidades en la geometría ha de estudiarse por otro camino.
La discretización para el análisis por elementos finitos se hizo en base a elementos
isoparamétricos de 4 nodos y lineales de 3 nodos, en un número total de 321 a 489. En la figura
2.2 se muestra el ejemplo de la discretización para el caso con e= 3mm.
e (Fig 1b), mm l (Fig 1c), mm
qi, kW/m 2 1 3 10 1 5 10 50
100 507,6 644,0 783,4 781,8 825,0 831,1 867,2
150 569,0 739,7 899,9 915,5 945,2 951,7 989,2
200 623,4 818,8 992,2 1008,2 1039,4 1046,1 1083,7
250 672,9 887,2 1069,3 1085,5 1117,6 1124,2 1162,0
300 717,3 947,8 1136,1 1152,3 1185,1 1191,8 1229,4
350 758,3 1002,9 1195,4 1211,6 1244,9 1251,6 1288,7
400 796,7 1053,1 1249,0 1265,0 1298,4 1305,2 1342,0
450 832,9 1098,6 1297,7 1313,7 1347,2 1353,8 1390,5
500 867,3 1140,9 1342,4 1351,9 1392,2 1398,7 1435,2
550 899,2 1180,6 1383,9 1399,6 1433,8 1440,3
600 910,1 1218,9 1422,5 1432,9
Tabla 2.3 Temperaturas máximas calculadas en el depósito
Ultimo caso analizado.
Propiedades de los materiales.
En general y puesto que se disponía de datos, se han usado propiedades dependientes de la
temperatura. El material del tubo es el acero normalizado (ASTM, 1976) SA-210c, del que
reproducimos (Combustion Engineering, 1984) su conductividad térmica en la figura 2.3. Por
simplicidad, se ha tomado la misma curva para la membrana, compuesta en realidad de acero
para soldar F-111. En relación con los materiales, nótese que no se ha tenido en cuenta la capa
permanente de óxido que cubrirá el metal en funcionamiento real. Raask (1985) la estima en
unos 0,01-0,1 mm, con conductividades térmicas del orden de 10 W/m.K Dados los objetivos
del estudio, este efecto puede quedar incluido dentro del aislamiento que introducen los
depósitos.
No es sencillo decidir qué valores se usarán para la conductividad térmica de los depósitos
de ceniza de carbón. Para nuestro caso en particular se carece de datos, aunque
afortunadamente el tema ha sido objeto de numerosos estudios. Véanse por ejemplo los trabajos

de Anderson (1985), Anderson et al. (1987), Mulcahy et al (1966) , Boow & Goard (1969), la
CEGB (Morgan, 1974) y el manual de Combustion Engineering (Singer, 1981). La
conductividad térmica de la escoria es una conductividad aparente, ya que puede haber
fenómenos de radiación y convección en huecos llenos de gas. En consecuencia, no sólo
depende de la composición química, sino también del tamaño de grano y de la estructura física.
Igualmente, depende de la historia térmica del depósito, presentando histéresis. Por todo ello se
ha considerado adecuado tomar un comportamiento medio que, como muestran las gráficas
comparativas de Anderson et al. (1987), queda bien representado por los datos de Singer
(1981). La figura 2.4 los reproduce. Se ha de aceptar que la mayor parte de la capa de escoria
está en estado aglomerado y (para altos espesores) pastoso, por lo que se ha tomado la curva
correspondiente a los depósitos fundidos.
En parecidos términos podríamos expresarnos respecto a la emisividad de la escoria,
añadiendo además que depende del estado superficial, por lo que los datos sistemáticos de
laboratorio son menos fiables.Se refiere al lector a las mismas publicaciones que acabamos de
mencionar. Existen también datos medidos en condiciones reales (Wall, 1979; Blokh, 1988), que
presentan gran dispersión y, en consecuencia no son adecuados para un estudio general. En
nuestro análisis, de nuevo se ha recurrido a valores promedio dados por Singer (1981), según
muestra la figura 2.5. En esta ocasión no hay duda de que para la adherente y aglomerada capa
exterior deben utilizarse los datos correspondientes a depósitos fundidos. Debido a la
complejidad de la solución conjunta de la cavidad radiante (v. Kohnke, 1987), no es posible
efectuar los cálculos con emisividades dependientes de la temperatura, por lo que se usó el valor
constante de 0,75 correspondiente a una temperatura promedio de 900 °C en la superficie de la
escoria. Este es también el valor recomendado para el cálculo zonal de la distribución del flujo de
calor en la norma soviética de diseño de hogares (Blokh, 1988).
La experiencia con los tubos de las paredes del hogar enseña que éstos siempre retienen
una capa de escoria de pequeño espesor que oculta el metal y no puede separarse de él si no es
aplicando un tratamiento superficial. Posiblemente, el hecho está relacionado con la capa
primaria o enamel, que sirve quizás de anclaje a la anterior. En cualquier caso, la superficie del
tubo limpio estará en realidad compuesta de depósitos, por lo que se ha desestimado el uso de
datos de emisividad de superficies metálicas pulidas u oxidadas para esta geometría. En su lugar,
se ha supuesto que la emisividad de las superficies limpias sigue siendo la misma que la de la
escoria.
Como tal vez se haya advertido, sólo hemos hablado de emisividades totales porque nos
proponemos imponer la hipótesis gris para el intercambio de radiación con la llama. Esto
responde principalmente al hecho de que no existen datos en la bibliografía acerca de
propiedades radiativas espectrales de la escoria. Como comentan Wall et al. (1979), los
depósitos están compuestos de óxidos, para los que la emisividad espectral (igual a la

absortividad) aumenta con la temperatura. Puesto que, en principio, se absorbe radiación térmica
proveniente de la llama y se emite desde superficies mucho más frías, la absortividad total es
menor que la emisividad: el depósito no es gris. Mulcahy et al. (1966) lo confirman
experimentalmente. Otra consecuencia es que los valores de emisividad total a utilizar en un
análisis gris deben ser en realidad absortividades totales, a fin de minimizar el error en el
intercambio principal, que va de la llama a los tubos. Por desgracia, medir la emisividad es más
fácil y frecuente que medir la absortividad, por lo que tampoco existe bibliografía sobre esta
propiedad de la escoria. De todas formas, se ha trabajado con un dato promedio de emisividad,
siendo que la dispersión en datos particulares es mayor que las diferencias entre emisividad y
absortividad apuntadas por Wall et al. (Boow & Goard, 1969). Además, para los casos de gran
deposición, la temperatura de las superficies que emiten radiación se aproxima al orden de
magnitud de la temperatura de llama.
CLAVE CONDICION DE CONTORNO
A Aislado (aislamiento industrial ).
B Aislado (simetría).
C Refrigeración por agua-vapor en ebullición.
D Radiación desde la llama y convección con los gases.
Tabla 2.4. Condiciones de contorno.
Condición de contorno en la parte fría del tubo.
La tabla 2.4 explica la clave utilizada para las condiciones de contorno que se indican en la figura
2.1. Con objeto de simplificar los cálculos, la parte fría del tubo (superficie A) se ha supuesto
perfectamente aislada:
⎡
⎢
⎣ Žn
ŽT ⎤
⎥ = 0
⎦S (2.3)
La estimación del error cometido puede llevarse a cabo por comparación con un modelo algo
más elaborado que incluya el efecto del aislamiento que existe en la realidad, suponiendo, no
obstante, que se encuentra en perfectas condiciones. La geometría de este modelo se muestra en
la figura 2.6. El material aislante consistirá usualmente en algún tipo de manta de lana mineral.
Para su conductividad térmica se supone un valor constante de 0,0645 W/m.K, dato
correspondiente a una especificación típica (Roclaine, 1989). Las temperaturas de trabajo se
toman de 350 °C para el tubo y 43 °C para la superficie del aislante (v. Foster Wheeler, 1974).
Obviamente el modelo desprecia la influencia térmica de la chapa cobertora. La condición de
contorno en la superficie exterior del aislante es ahora:
⎡
-k⎢
⎣ Žn
ŽT ⎤
⎥ = h (T - T )
⎦ A S A
S
(2.4)
Donde el coeficiente hA puede estimarse mediante una correlación empírica para convección
natural de aire ambiente sobre placas planas verticales. Se empleó la aconsejada por McAdams
(1978). Con los valores TS= 43 °C y TA= 15 °C, se obtiene hA≅ 4 W/m2K, valor constante
que se utilizó en el análisis. Las demás características del estudio son las mismas que en el caso
simplificado cuya validez se trata de demostrar.

Calculando únicamente la situación más desfavorable (tubo sin depósitos y máximo flujo de
calor incidente), las diferencias resultantes en el campo térmico están resumidas en la figura 2.7.
Las cifras expresan el porcentaje de error en valor absoluto. Obsérvese cómo el error en
temperaturas sólo se aprecia en la parte no refrigerada que constituye la membrana de unión y
que su valor máximo (0,76 %) es con todo despreciable. Las temperaturas en la superficie del
aislante se aproximan al valor de diseño supuesto, siendo la pérdida media de tan sólo 0,1
kW/m 2 . El error en flujo de calor absorbido en la corona del tubo es de un 0,025 % y de un
0,016 % en el calor absorbido por el agua-vapor. Claramente, los resultados muestran que, si el
aislamiento está en buenas condiciones, es razonable suponer la superficie A perfectamente
aislada, ya que la precisión que puede ganarse no justifica la complicación del esquema.
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,02
aislante
Figura 2.6 Geometría con aislante.
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,01
0,01
0,01
0,01
0,02
0,00
0,00
0,00
0,01
0,00
0,09
0,09
0,00
0,10
0,00
0,01
0,18
0,45
0,23 0,45
0,19
0,00
0,43
200 mm
Figura 2.7. Error en temperaturas debido a la simplificación del aislante, %.
Convección con el agua - vapor.
La transferencia de calor al fluido de trabajo se modela mediante un coeficiente de convección
para la ebullición por contacto de la mezcla bifásica. Así, sobre la superficie C de la figura 2.1 la
condición de contorno es
⎡
-k⎢
⎣ Žn
ŽT ⎤
⎥ = h (T - T )
⎦ B S B
S
0,76
0,54
0,52
(2.5)

El problema se reduce a estimar hB. Aparte de las condiciones nominales de presión y
temperatura (en nuestro caso: TB = 350 °C, P= 168,81 kgf/cm 2 ) y del hecho de que se trata de
una mezcla de agua y vapor en ebullición, no se dispone de más datos sobre el fluido que circula
por el interior de los tubos del hogar. Para resolver esta cuestión, se han revisado y comparado
varias aproximaciones.
a) La bibliografía proporciona rangos generales para el coeficiente de convección del agua en
ebullición dentro de tubos en hogares. Por ejemplo, Annaratone (1975) habla genéricamente de
valores comprendidos entre 6 y 23 kW/m 2 K, mientras que Singer (1981) da un rango de 11 a
91 kW/m 2 K en relación con el campo térmico de tubos de hogar en grandes calderas de
potencia.
b) Una estimación rigurosa de hB mediante correlaciones precisa primero de una estimación del
rango de títulos y de flujo másico de agua-vapor. Hay que tener en cuenta además que variarán
con el calor absorbido, especialmente si se trata de una unidad de circulación natural. Puesto que
no es razonable entrar en un estudio teórico de la circulación en los tubos del hogar, la única
posibilidad es recurrir al conocimiento empírico de fabricantes. De la norma soviética de diseño
hidráulico (Lokshin et al., 1988) se deduce para calderas de gran capacidad un intervalo de
factores de circulación de 5 a 8, con variaciones en el vapor generado por tubo de ± 25 %.
Aceptadas estas cifras, y teniendo en cuenta los datos de caudal principal de diseño (545 a 1090
T/h según cargas), se tiene para cada uno de los 582 tubos de las paredes de agua un título
máximo (llegada al calderín) de 0,2 y un flujo de agua-vapor comprendido entre 3500 y 19000
kg/h.
En estas condiciones y según Collier (1981), los regímenes de ebullición dentro de un tubo del
hogar se ajustarán al siguiente esquema general:
1. Convección
líquido
subenfriado
2. Nucleación en
el líquido
subenfriado.
Burbujas
3. Nucleación en
el líquido
saturado.
Burbujas o slugs.
4. Flujo anular.
Convección a
través de la capa
líquida.
5.(No puede
llegarse al secado
del tubo o al
DNB)
Si no tenemos en cuenta las fases 1 y 2, considerando que el proceso comienza con líquido
saturado, existen dos mecanismos para la evaporación: nucleación saturada y evaporación
superficial con convección a través del líquido. La mejor correlación disponible (Collier, 1981)
es la correlación de Chen, que obtiene hB como suma de ambas contribuciones. Así, se ha
calculado el coeficiente para diversos valores del título y del caudal másico en función de la
diferencia de temperaturas TS - TB.
El procedimiento tiene varios inconvenientes. En primer lugar, se está extrapolando la correlación
de Chen para presiones unas cinco veces mayores que la máxima contemplada por los datos
experimentales correlados. (Las demás condiciones entran no obstante dentro del rango.) En
segundo lugar, aunque se introduce la dependencia de hB con el calor absorbido a través de la
diferencia de temperaturas, quedan dos condiciones independientes. Puesto que se carece de los
modelos hidráulico y térmico del circuito, no es posible expresar el título y el caudal másico en
función del calor absorbido y construir de esta forma la curva de hB, sino sólo calcular diversas
curvas en forma paramétrica. Por último, la correlación fue obtenida para calentamiento
uniforme, condición que no se cumple en los tubos evaporadores de la pared del hogar.
c) Finalmente, existen correlaciones "más empíricas", como la correlación modificada de Jens &
Lottes, que permite estimar el coeficiente en función sólo de la presión en el circuito y de la
diferencia de temperaturas TS - TB.

T - T = 25,04
S B
e P/63,3
(q /10
S 3 ) 0,25 ⎛
+ 7, 05 ⎜
⎝ 10 3
q ⎞ ⎛
S
⎟ + 13,04 ⎜
⎠ ⎝ 10 3
1,436
q ⎞
S
⎟
⎠
(2.6a)
q
S
h =
B TS- T
B
(2.6b)
Se trata de una correlación que incluye todos los efectos de circulación del fluido. La fórmula se
considera válida para las condiciones que existen en el circuito evaporador de una caldera de
potencia moderna. Abraham y Rajaram (1983) obtienen buenos resultados de su aplicación a un
hogar real. Por ello parece la más indicada para este estudio. Sin embargo, hay que decir que no
existe una correlación rigurosa de datos experimentales y que de nuevo se está suponiendo
calentamiento uniforme.
La figura 2.8 muestra las diversas estimaciones del coeficiente de convección en el interior de los
tubos. De los resultados de aplicar la correlación de Chen sólo se ha dibujado la banda de
valores obtenidos para títulos de 0 a 0,2 y caudales másicos entre el mínimo y el máximo antes
citados. Puede observarse como la correlación modificada de Jens & Lottes concuerda sólo
marginalmente con la extrapolación de la correlación de Chen, que el rango para calderas
modernas comprende a ambas, y que los valores de Annaratone resultan demasiado moderados.
100
h , kW/m 2
B K
80
60
40
20
0
0
2
Jens & Lottes
Annaratone, 1975
4
6
T S - T B , ° C
Singer, 1981
8
Chen
Figura 2.8a. Estimación del coeficiente hB.
Habida cuenta estas discrepancias y con objeto de asegurar que la condición de contorno queda
bien representada de cara a nuestros propósitos, se han determinado los errores que se
cometerían si la correlación de Jens & Lottes estuviera en realidad mayorando el coeficiente de
convección. Considérese el caso de geometría limpia y valor medio de irradiación qi= 350
kW/m 2 . Las diferencias entre tomar como coeficiente de convección local las fórmulas 2.6 y el
hipotético caso en que el coeficiente real resultara ser sólo el 50 % de estos valores se muestran
en la figura 2.8b. En el gráfico se observa que la distribución del flujo de calor en la superficie
interior apenas se altera; la reducción máxima es de tan solo un 0,5 % sobre el valor original:
como cabía esperar dado el orden de magnitud de hB, la resistencia térmica dominante sigue
siendo la del metal. Consecuentemente, tampoco se alteran apreciablemente el flujo de calor en
10
12

la corona del tubo (0,25 % ó 0,741 kW/m 2 de reducción), el calor total absorbido por el fluido
(0,19 W/m) y la diferencia de temperaturas en la sección de simetría (0,03 °C) 6 .
En conclusión, la correlación modificada de Jens & Lottes, fórmula 2.6, se considera adecuada
para construir el modelo de la transferencia en la superficie interior de los tubos. Obsérvese que
al depender hB de la diferencia TS - TB, se incluye en el modelo su dependencia con el calor
absorbido, y que la correlación empleada tiene la ventaja de incluir todos los parámetros de
circulación del fluido dentro del circuito del hogar, evitando un modelo paramétrico según títulos
y caudales másicos. Por último, nótese como su aplicación local simula un perfil razonable de
absorción en la superficie interior, figura 2.8b.
300 200 100 0 100 200 300
kW/m2, hB según Jens & Lottes
kW/m2, hB= 1/2 valor de Jens & Lo ttes
Figura 2.8b. Efecto de alterar el coeficiente de convección con el agua-vapor sobre el perfil de
absorción en la superficie interior del tubo.
Radiación y convección en las superficies expuestas a la llama.
Sobre la superficie D de la figura 1, la condición de contorno a aplicar viene dada por la
expresión
⎡
k⎢
⎣ Žn
ŽT ⎤
⎥ = q + h (T - T )
⎦ R G G S
S
(2.7)
La componente radiativa se ha modelado cerrando el espacio entre tubos mediante una
superficie negra a temperatura TF . Puesto que las superficies del metal y de la escoria se han
supuesto grises, el problema se deduce a resolver la cavidad difusa gris con medio no
participativo que resulta, figura 2.9. Se ha considerado que esta aproximación es la mejor forma
de simular la naturaleza del intercambio radiante. En la realidad, aunque a veces se acepte una
emisividad próxima a 1 para grandes llamas de carbón pulverizado (Hottel & Sarofim, 1967), la
distribución espectral de irradiación no siempre será similar a la del cuerpo negro (v. Blokh,
1988). Por otra parte, la aproximación perderá validez para los tubos próximos a las esquinas,
en los cuales la irradiación está compuesta en gran parte por la emisión de las paredes
6 Es preciso hacer notar que, como es lógico, la temperatura del metal aumenta al reducirse el coeficiente. En el
caso estudiado, la temperatura del punto en la corona del tubo es 7,6 K (2 %) mayor, diferencia que disminuye
hasta anularse en la parte fría. Este hecho tiene algunas implicaciones especiales que se discutirán la sección
siguiente.

circundantes. Sin embargo, una formulación más rigurosa es considerablemente más compleja y
por tanto no está justificada ya que sólo se busca reproducir el rango de condiciones de trabajo.
Las medidas de la irradiación sobre la linea que une las coronas de los tubos proporcionan
valores entre 100 y 600 kW/m2 (v. anexo 3). Esto facilita el criterio para elegir la temperatura
aparente de llama TF: Con objeto de conservar el valor de irradiación sobre la corona del tubo
debe tomarse
q
4 i
T =
F σ
(2.8)
puesto que qi se supone irradiada desde un plano negro.
El modelo de la cavidad es resuelto por el programa ANSYS. El procedimiento formula
matricialmente la relación entre qR y TS (Siegel & Howell, 1981), incluyendo el cálculo de
factores de forma. La formulación para las superficies planas que componen la cavidad se
convierte a una formulación para los nodos de la superestructura que, convenientemente
linealizada, es resuelta junto con las ecuaciones de conducción. El procedimiento completo es
descrito por Kohnke (1987).
negra
negra
grises
grises
(a)
negra
(b)
(c)
Figura 2.9. Cavidades para el cálculo de la condición de contorno radiativa.
Pocos autores dan el coeficiente de convección con los gases del interior del hogar. En general,
la transferencia se supone predominantemente radiativa y el efecto es despreciado. Neal et al.
(1980b) y Chojnowski (1984) estiman el segundo término de la ecuación 2.7 entre el 5 y el 10
gris

% del total en calderas modernas con altos flujos de calor. La tabla 2.5 resume algunas
estimaciones del coeficiente hG, incluyendo un breve estudio propio.
Referencia Características del estudio hG, W/m2K Estudio propio Correlación de flujo externo sobre pared
plana (Incropera & DeWitt, 1985). Estudio
10 a 25
de orden de magnitud.
Anderson, 1985 Valor para estudio general. Gases a la
temperatura aparente de llama negra.
Hottel & Sarofim, 1965 Correlación de Dittus-Boelter para flujo
interno. Hogares cilíndricos. Variado régimen
de flujos. T as modelo zonal.
40
8 - 51
Tabla 2.5. Estimaciones del coeficiente de convección con los gases.
En la tabla 2.6 se muestra el tanto por ciento de calor absorbido por convección sobre el total
para el caso limpio, utilizando los valores de Anderson. Según se observa, la convección es
despreciable para altos flujos, pero puede llegar a representar más del 20 % en casos de baja
irradiación. Por ello, se decidió incluirla en el análisis. Se aceptó la estimación genérica de
Anderson: hG= 40 W/m 2 K (constante) y TG= TF.
qi, kW/m2 % convección sobre total
100 22,53
150 18,69
200 16,19
250 14,40
300 12,91
350 11,94
400 11,05
450 10,30
500 9,70
550 9,11
600 8,62
Tabla 2.6. Porcentaje de calor absorbido por convección.
Resumen de hipótesis y condiciones.
- Sección bidimensional de tubo. Estado estacionario.
- Tubo limpio y 2 familias de geometrías simétricas de escoria: deposición ligera o moderada
y gran acumulación (figura 2.1)
- Conductividades térmicas del metal y escoria dependientes de la temperatura. Datos
promedio para la escoria fundida según Singer (1981). Datos standard para la aleación del
tubo.
- Superficies grises y de emisividad constante según Singer a temperatura promedio.
Emisividad del metal igual a la de la escoria debido a la capa permanente de depósitos.
- Aislamiento perfecto en la parte fría del tubo.
- Convección con el agua-vapor en ebullición según correlación modificada de Jens y Lottes
(Abraham & Rajaram, 1983).
- Radiación con la llama resuelta según cavidad difusa gris con medio no participativo.
Convección con los gases incluida mediante un coeficiente constante.

Casos analizados.
Se calculó un total de 84 casos para 11 valores de qi y 8 geometrías distintas, como recoge la
tabla 2.7, usando la versión 4.3 del sistema ANSYS completo. Los resultados proporcionados
por el programa incluyen las temperaturas nodales, el vector flujo de calor en el baricentro de
cada elemento y el calor absorbido por radiación y convección en cada superficie del contorno.
A partir de éstos se elaboraron los resultados significativos que describimos en este Capítulo.
e (fig. 2.1b), mm l (fig 2.1c), mm
q i , kW/m 2 limpio 1 3 10 1 5 10 50
100 A1 B1 C1 D1 E1 F1 G1 H1
150 A2 B2 C2 D2 E2 F2 G2 H2
200 A3 B3 C3 D3 E3 F3 G3 H3
250 A4 B4 C4 D4 E4 F4 G4 H4
300 A5 B5 C5 D5 E5 F5 G5 H5
350 A6 B6 C6 D6 E6 F6 G6 H6
400 A7 B7 C7 D7 E7 F7 G7 H7
450 A8 B8 C8 D8 E8 F8 G8 H8
500 A9 B9 C9 D9 E9 F9 G9 H9
550 A10 B10 C10 D10 E10 F10 G10
600 A11 B11 C11 D11 E11
Tabla 2.7. Casos bidimensionales analizados.
El campo térmico obtenido mediante el modelo descrito se muestra en la figura 2.10 a
través de un ejemplo representativo. Un examen general muestra que el perfil de temperaturas se
aproxima al del caso simétrico cilíndrico en la corona del tubo. Conforme nos alejamos de esta
zona, el campo se distorsiona y la linea de simetría entre tubos marca como es lógico la región de
mayor temperatura en la membrana no refrigerada. En cierto sentido, esta zona constituye un
camino térmico secundario por el cual el calor se transfiere de la llama al fluido, lo que puede
ampliar las posibilidades de medida. Nótese igualmente que la temperatura de la parte fría del
tubo no se diferencia mucho de la del fluido de trabajo (hecho sobradamente conocido en la
práctica), con lo cual se tiene una indicación fiable de la temperatura del pozo térmico. Para
casos de gran deposición, la caída de temperaturas tiene lugar principalmente en el depósito y el
enfriamiento general del tubo nos muestra importantes reducciones del calor absorbido.
Como ilustra la figura, el campo térmico en el metal presenta fuertes gradientes, que son
precisamente el objeto de cualquier medida del flujo de calor. Por lo tanto, es preciso notar una
vez más el carácter cualitativo del modelo construido, cuyos resultados podrán aplicarse sólo a
modo de aproximación a un medidor real.
Resultados del modelo bidimensional.
El calor absorbido en un punto del material del tubo no es equivalente al calor absorbido
por el agua-vapor en el interior. Para explicar esto con precisión, considérense las dos
definiciones de "calor absorbido" descritas en la figura 2.11. En una primera definición, qa
(kW/m 2 ) es el flujo de calor absorbido en el punto O de la corona del tubo:
q a = ⎪ ⎪ ⎪ q (x o , y o ). n ⎪ ⎪ ⎪ (2.9)
Esta es la forma común de definir el calor absorbido en las paredes. Para geometrías
simétricas, O es el punto de máxima absorción en la superficie del metal, y además el vector flujo
de calor en O sólo tiene componente radial, lo que concuerda con la ecuación de calibración 2.1.

Como se verá más adelante, esta definición está implícita en el principio de funcionamiento de los
medidores de flujo de calor existentes.
Sin embargo, el calor absorbido puede entenderse también como el efecto final de la
transferencia: flujo de calor promedio Qa (kW/m 2 ) absorbido por el fluido en la superficie interna
del tubo.
Qa =
1
q (x, y).n dl =
1
h (T - T ) dl
π D ∫S
π D ∫S B S B
n
Qa
q
q a
n
O
q
(2.10)
Figura 2.11 Definiciones de calor absorbido.
Los resultados de aplicar ambas definiciones se muestran en la figura 2.12. Para una geometría
fija, la relación entre Qa y qa es prácticamente lineal, lo que concuerda con otros modelos de la
conducción en tubos de pared (Abraham & Rajaram, 1983). Sin embargo, la pendiente depende
de la geometría de los depósitos. Así, los casos analizados se dividen en dos grupos: tubo limpio
o con escoria siguiendo la forma del metal (casos A - D, figura 2.1a y b) y gran acumulación de
escoria (casos E - H, figura 2.1c). A igualdad de flujo de calor en la superficie del metal, la
absorción del fluido para geometrías del primer grupo supera el doble de la absorción para
geometrías del segundo: lógicamente, cuanto mayor es la acumulación de suciedad entre los
tubos, menor es el valor de Qa para un mismo valor de qa. (Además, en los casos de capa
plana, la pendiente aumenta ligeramente con la altura de la capa, pues la resistencia térmica
aumenta proporcionalmente menos para el calor absorbido por el agua - vapor que para el calor
absorbido en la corona del tubo. No obstante, la totalidad de los casos se ajustan
razonablemente a una recta como muestra la figura 2.12).
Este resultado muestra el carácter relativo de la medida usual del calor absorbido. Puesto que la
geometría de los depósitos no puede predecirse y el valor que miden los sensores existentes es
qa, el calor absorbido localmente para la evaporación permanece desconocido. Sólo en casos de
geometría fija (tubo limpio o deposición "ligera") tiene sentido comprobar las medidas en las
paredes del hogar con el balance en el lado vapor. Si se dan situaciones de gran acumulación de
depósitos, no es posible medir Qa a través de qa puesto que la relación cambiará de unas zonas
a otras y también al cambiar las condiciones de combustión y las características del carbón. Las
consecuencias que este hecho tiene sobre el concepto de la detección de la fusión de escorias
son muy importantes y se seguirán discutiendo a la luz de los resultados experimentales a lo
largo del Capítulo 4.

Qa, kW/m2
300
200
100
0
0
A
B
C
D
E
F
G
H
100
200
qa, kW/m2
300
400
500
AJUSTE Qa = Kqa
K, m % correlación
CASOS A, B, C, D 0,5410 ± 0,0010 99,9983
CASOS E, F, G, H 0,2194 ± 0,0030 99,6390
Figura 2.12. Relación entre el calor absorbido por el fluido y en la superficie del tubo.
La figura 2.13 muestra la respuesta de la sección del tubo a los dos condicionantes externos: qi
(que representa la transmisión de calor por radiación y convección desde la llama) y geometría
de los depósitos. Incluso para pequeños espesores de escoria, el modelo predice reducciones
significativas del calor absorbido incluso para altas irradiaciones, lo que confirma las
posibilidades de detección precoz. Sin embargo, de nuevo hay que notar la diferencia de
concepto entre qa (figura 2.13a) y Qa (figura 2.13b). El flujo de calor qa sólo informa del
espesor de la capa de depósitos situada directamente encima de la corona del tubo. Así queda
demostrado si observamos en la figura 2.13a la coincidencia de los casos B y E (espesor de 1
mm sobre la corona), D y G (espesor de 10 mm) y la tendencia del caso F (espesor de 5 mm.).
Pese a ello, la respuesta final en términos de Qa, figura 2.13b, disminuye con la cantidad total de
depósitos sobre el tubo.

qa, kW/m2
Qa, kW/m2
500
400
300
200
100
0
0
100
200
300 400
qi, kW/m2
500
600
Figura 2.13a. Flujo de calor en la superficie del tubo vs. irradiación y depósitos.
300
200
100
0
0
100
200
300 400
qi, kW/m2
500
Figura 2.13b. Flujo de calor absorbido por el fluido vs. irradiación y depósitos.
Si hacemos abstracción de las perturbaciones introducidas por el montaje de los
termopares, el modelo bidimensional puede servir para definir los puntos óptimos de medida de
temperaturas a partir de las cuales pueda calcularse el calor absorbido. Salvo en el caso de
termopares soldados en la membrana o en la parte fría del tubo, el estudio deberá completarse
para la geometría real del medidor, como es evidente. El modelo bidimensional constituye no
600
A
B
C
D
E
F
G
H
A
B
C
D
E
F
G
H

obstante una primera aproximación al principio de funcionamiento y diseño de este tipo de
instrumentos.
Los resultados sobre la distribución de temperaturas en el metal del tubo (figura 2.10)
proporcionan un criterio preliminar para situar los puntos de medida, figura 2.14. La primera
opción es obvia: dos puntos α y β en la linea de máxima absorción. Debido a su facilidad de
instalación, también pueden considerarse los puntos de medida δ y γ en la membrana, por donde
pasa un camino térmico secundario desde la llama hasta el fluido, pero no hay que esperar
buenos resultados dada la falta de uniformidad del campo en esa zona. La temperatura del pozo
térmico puede medirse en la parte fría, punto ε. Finalmente, si se desea un promedio de la
absorción de calor por parte del fluido es razonable considerar la medida en un punto intermedio
de la circunferencia, como es el punto ξ. El objetivo es estudiar si a través de combinaciones en
forma de diferencias (punto caliente -punto frío) de las temperaturas señaladas puede obtenerse
un valor del calor absorbido y determinar cuáles son las combinaciones óptimas.
α
β
ε
Figura 2.14. Posibles puntos de medida.
ξ
δ
γ
plano de
simetría
Para cada posibilidad es preciso comprobar los siguientes aspectos: 1) la relación entre
calor absorbido y la diferencia de temperaturas ha de ser lineal, 2) a diferencia de temperaturas
nula debe corresponder un calor absorbido nulo, 3) la pendiente debe mantenerse sensiblemente
constante para todas las condiciones de trabajo y 4) hay que estimar cualitativamente el efecto
de las simplificaciones y supuestos no incluidos en el estudio, posibles perturbaciones debidas a
los termopares, facilidad o dificultad de la instalación y otras circunstancias. El análisis se ha
llevado a cabo tratando estadísticamente los resultados de cada caso mediante la técnica de
correlación lineal con intercepción nula (previa aceptación al 95 % de la hipótesis de intercepción
cero, v. Draper & Smith, 1966; IMSL, 1984). La bondad del ajuste se estima mediante el

coeficiente de regresión expresado en tanto por ciento, mientras que la desviación típica de la
pendiente nos da una medida del cambio que podrá esperarse en la calibración debido al
cambio en las condiciones exteriores, especialmente en la geometría del depósito.
Adicionalmente, para cada opción se ha estudiado cada geometría por separado. El estudio se
ha repetido para los dos conceptos de calor absorbido qa y Qa.
qa, kW/m2
500
400
300
200
100
0
0
10
20
30
Τα −Τβ, °C
AJUSTE qa=K(Tα-Tβ)
K, kW/m 2 °C % correlación
CASOS A, B, C, D 9,7578 ± 0,0065 99,9990
CASOS E, F, G, H 10,6301 ± 0,0239 99,9901
TOTAL 9,9928 ± 0,0435 99,9214
40
Figura 2.15a. Relación qa vs. Tα-Tβ.
Como ya se ha mencionado, las opciones clásicas de medida de qa se basan en una o dos
temperaturas en la corona del tubo. De acuerdo con el modelo bidimensional, grandes
acumulaciones de escoria no afectan sensiblemente la calibración, como puede observarse en la
figura 2.15, que presenta los resultados para las opciones Tα - Tβ y Tα - Tε. La influencia de los
depósitos se manifiesta con un ligero aumento de la constante (menor caída de temperaturas para
la misma absorción de calor en la superficie del tubo), pero el conjunto de los puntos obtenidos
se ajusta satisfactoriamente a una recta. Este resultado valida los métodos de medida habituales
en condiciones de extrema deposición como las que se han supuesto. Hay que hacer notar que lo
dicho rige en principio tanto para aparatos de gradiente libre como controlado, ya que las
geometrías analizadas son simétricas.
50
A
B
C
D
E
F
G
H
60

qa, kW/m2
500
400
300
200
100
0
0
20
40 60
Τα −Τε, °C
AJUSTE qa=K(Tα-Tε)
K, kW/m 2 °C % correlación
CASOS A, B, C, D 5,4978 ± 0,0043 99,9987
CASOS E, F, G, H 6,0826 ± 0,0249 99,9674
TOTAL 5,6518 ± 0,0297 99,8855
Figura 2.15b. Relación qa vs. Tα-Tε.
La opción Tα - Tε presenta la ventaja de proporcionar una señal mayor que si se utiliza Tα
- Tβ, y además, su instalación es más sencilla, por lo que su aplicación ha estado más extendida.
80
A
B
C
D
E
F
G
H
100
Sin embargo, la diferencia Tα - Tε presenta otros inconvenientes. En primer lugar, en el camino
térmico se incluye la convección con el agua -vapor. Puesto que la estimación del
correspondiente coeficiente de convección no es muy precisa y además este parámetro estará
sometido a variaciones en operación real, se concluye que la calibración teórica es más dudosa y
la precisión más reducida. Por ejemplo, en el caso teórico comentado en la sección anterior
(reducción del coeficiente hB a la mitad), la constante de calibración para la opción Tα -
Tβ cambia sólo en un -0,15 %, pero el cambio es de un -12,5 % para la opción Tα - Tε, ya que
el metal está apreciablemente más caliente. En segundo lugar, la diferencia de temperaturas entre
la corona y el fluido incluye también los efectos de la limpieza y ensuciamiento de la superficie
interior de tubo (CISE, 1986), que posiblemente se manifestarán como variaciones a largo plazo
de la constante de calibración. Estas desventajas se ponen de manifiesto para una aplicación en
particular mediante los resultados experimentales presentados en la sección 2.5.

(Hay que señalar que todas las posibilidades en que se mida la temperatura en la corona fría
Tε sufrirán de estos mismos inconvenientes, comentario que se omite por brevedad en la
discusión que sigue.)
Como cabe esperar dada su definición, la correlación de qa con diferencias de temperatura
en la membrana no es aceptable como principio de medida. La tabla 2.8 muestra un resumen
para las opciones Tγ -Tδ y Tγ -Tε. Para los casos de gran acumulación de depósitos entre los
tubos, la membrana se enfría notablemente (el calor transferido por este camino térmico
secundario disminuye), mientras que, como ya se ha visto, qa depende sólo del espesor sobre la
corona. Por ello, la constante de calibración es diferente según la geometría supuesta y, caso de
deposición severa, la diferencia de temperaturas es demasiado pequeña para resultar de utilidad.
Lógicamente, este cambio es menos pronunciado para Tγ-Tε, pero aun así inaceptable. Por otra
parte, nótese que la correlación es razonable en los casos de espesor de escoria constante, por
lo que estas opciones pueden servir cuando la deposición es leve, y se tendría entonces la
ventaja de su facilidad de instalación. De hecho, un medidor basado en la diferencia Tγ -Tε está
descrito en la bibliografía (Clay & Davidson, 1987), opción ventajosa frente a Tγ-Tδ, pues
incorpora un único termopar en la membrana.
AJUSTE qa= K(Tγ -Tδ) AJUSTE qa= K(Tγ -Tε)
K, kW/m 2 °C % corr. K, kW/m 2 °C % corr.
CASOS A, B, C, D 13,4631 ± 0,1070 99,8645 3,9783 ± 0,0317 99,8634
CASOS E, F, G, H 364,9588 ±18,3985 95,3846 94,1252 ± 4,6668 95,5257
Tabla 2.8. qa vs. diferencias de temperatura en la membrana.
Puesto que hemos visto que el calor absorbido por el vapor Qa no queda representado por
qa en casos de deposición severa, es interesante considerar qué opciones existen para medirlo a
través de diferencias de temperatura. La tabla 2.9 presenta el ajuste obtenido para las diferencias
de temperatura ya consideradas en relación con la medida de qa. El resultado es ya conocido en
virtud de la relación entre qa y Qa (figura 2.12): ninguna de las opciones proporciona una
medida de Qa independiente de la geometría de la escoria en condiciones de deposición grave.
Pero obsérvese que el sentido de cambio de la constante es opuesto. Para medidas en la corona
del tubo, K en condiciones de gran acumulación es aproximadamente la mitad que en
condiciones de deposición leve, mientras que para medidas en la membrana resulta ser mucho
mayor. (Esto no es sorprendente. Si medimos en la corona, a igual ΔT, igual qa, y por lo tanto e
≅ l y se absorberá menos Qa en los casos de capa plana, debido al depósito entre tubos. Para
las opciones de membrana, a igual Qa, la magnitud de ΔT es menor para los casos E a F por la
misma razón.)

AJUSTE Qa= K(Tα -Tβ) AJUSTE Qa= K(Tα -Tε)
K, kW/m 2 °C % corr. K, kW/m 2 °C % corr.
CASOS A, B, C, D 5,2784 ± 0,0105 99,9914 2,9739 ± 0,0069 99,9883
CASOS E, F, G, H 2,3348 ± 0,0281 99,7179 1,3365 ± 0,0156 99,7343
Tabla 2.9a. Qa vs. diferencias de temperatura en la corona del tubo.
AJUSTE Qa= K(Tγ -Tδ) AJUSTE Qa= K(Tγ -Tε)
K, kW/m 2 °C % corr. K, kW/m 2 °C % corr.
CASOS A, B, C, D 7,2806 ± 0,0653 99,8274 2,1514 ± 0,0194 99,8265
CASOS E, F, G, H 81,6073 ± 3,3649 96,8409 21,0441 ± 0,8489 96,9705
Tabla 2.9b. Qa vs. diferencias de temperatura en la membrana.
Estas deducciones sugieren que sí existe una forma de medir el calor absorbido por el fluido:
sumar los dos tipos de medida, lo que equivale a tomar Qa como el promedio de absorción por
los dos caminos térmicos existentes. La tabla 2.10a muestra los resultados. También sería
interesante medir este promedio directamente a través de la temperatura en un punto intermedio
ξ y, finalmente, la medida óptima puede consistir en combinar a su vez las dos opciones
anteriores, con lo que el promedio de calor absorbido quedará mejor aproximado. Los
resultados se resumen en la tabla 2.10b. Todas estas posibilidades se comparan frente a diversos
factores en la tabla 2.11.
AJUSTE Qa=K(Tα-Tβ+Tγ-Tδ) AJUSTE Qa=K(Tα+Tγ-2Tε)
K, kW/m 2 °C % corr. K, kW/m 2 °C % corr.
CASOS A, B, C, D 3,0620 ± 0,0138 99,9561 1,2492 ± 0,0073 99,9276
CASOS E, F, G, H 2,2750 ± 0,0258 99,7505 1,2620 ± 0,0134 99,7800
TOTAL 2,9709 ± 0,0298 99,5851 1,2500 ± 0,0056 99,9173
Tabla 2.10a. Qa vs. diferencias de temperatura corona + membrana.
AJUSTE Qa= K(Tξ -Tε) AJUSTE Qa=K(Tα+Tγ+Tξ-3Tε)
K, kW/m 2 °C % corr. K, kW/m 2 °C % corr.
CASOS A, B, C, D 4,9291 ± 0,0248 99,9457 0,9972 ± 0,0041 99,9630
CASOS E, F, G, H 5,7775 ± 0,1857 98,0443 1,0425 ± 0,0108 99,7933
TOTAL 4,9701 ± 0,0385 99,7513 1,0000 ± 0,0036 99,9456
Tabla 2.10b. Qa vs. diferencias de temperatura con punto intermedio.

OPCIONES
Tα-Tβ+Tγ-Tδ Tα+Tγ-2Tε Tξ -Tε Tα+Tγ+Tξ-3Tε
Orden según el
grado de ajuste. 3º 2º 4º 1º
¿Se mide qa?
¿Realizable a
SI SI NO SI
partir de un
instrumento
convencional?
Número de
SI SI NO NO
puntos de
medida
Número de
4 3 2 4
medidas en
circunferencia/m
embrana.
¿Influye estado
2/2 1/1 1/0 2/1
de la superficie o
convección en el
interior?
NO SI SI SI
Tabla 2.11. Comparación de opciones para la medida de Qa.
Para concluir este estudio de primera aproximación sobre la medida del calor absorbido, es
obligado mencionar los aspectos térmicos relacionados con una aplicación real. Deliberadamente
hemos dejado estos comentarios para el final del apartado. Tanto las hipótesis del modelo que
pudieran resultar demasiado simplistas, como ciertas características especiales que debería reunir
la instalación de los sensores se comentan en la tabla 2.12. El estudio teórico referido a la
instrumentación convencional que se usó (medida de qa) continua en la sección 2.3. Dado que el
objeto de la Tesis es precisamente el análisis de estos datos, dejamos abierto todo un campo de
investigación en torno a la medida de Qa y medidas en la membrana, algunas de cuyas
posibilidades se indican asimismo en la tabla 2.12.

PROBLEMA
Perturbación debida a los
termopares.
Efectos del depósito o
limpieza internos.
Variación de la
convección con el fluido.
El aislamiento del tubo no
es perfecto.
Membrana de material
distinto al del tubo.
Cordones de soldadura en
membrana y entre
membrana y tubo.
Contacto térmico entre la
membrana y el tubo
imperfecto.
Gradientes altos y bajos
en la membrana
Escoria asimétrica
(medida de qa).
Escoria asimétrica
(medida de Qa).
PUNTOS
AFECTADOS
ASPECTOS
TEORICOS
ASPECTOS
PRACTICOS
α, β, ξ Estudiado en sección
2.3 para α y β en
medida de qa
ε Estudio experimental en
sección 2.5
γ, δ, ¿ε? Debe estudiarse un
modelo con aislante
real y efectos de
aislamiento deficiente.
Debe cuidarse el
aislamiento de la sección
instrumentada.
γ, δ Incluir en el modelo. En un entorno de la
sección instrumentada, la
membrana y tubo deben
ser de una pieza.
Calibración por
comparación de qa en
situación limpia.
γ, δ Estudio de
sensibilidad.
Precisión en la posición de
los termopares.
Posiblemente, renunciar a
Tδ. Calibración por
comparación de qa en
situación limpia.
Todos Estudio experimental en
sección 2.5.
Todos Duplicación de medidas a
ambos lados del tubo.
Estudio experimental.
Tabla 2.12. Posibles factores para el análisis de la medida del calor absorbido.
2.3 MODELO TRIDIMENSIONAL DE UN MEDIDOR
SENCILLO
Una vez aclarado el concepto de calor absorbido y estudiados cualitativamente los métodos
para su medida, en este apartado se avanza hacia un modelo del medidor de flujo de calor
convencional (medida de qa) mediante el cálculo de una sección tridimensional de tubo
instrumentada con termopares. El objetivo es estimar la influencia que los propios sensores tienen
sobre el funcionamiento del medidor así construido, paso necesario para el análisis de los datos
experimentales. Dadas las características del problema y finalidad del estudio, el modelo
elaborado responde al concepto de diseño más sencillo existente: medidor de gradiente libre con

dos termopares en la linea de máxima absorción. De esta forma, no se pierde generalidad ni se
gana complicación, pero deberá completarse el análisis examinando a su vez las medidas de
campo.
Salvo lo que se explica a continuación sobre la geometría, condiciones de contorno y
representación de los termopares, los detalles del modelo son los mismos que en el caso
bidimensional.
Geometría, discretización y condiciones de contorno.
La perturbación del campo térmico que resulta de la instalación de los termopares convierte
el problema bidimensional en tridimensional. Se seguirán suponiendo condiciones exteriores
uniformes en una gran extensión de pared, de modo que la sección instrumentada esté sometida a
unas condiciones medias, como se hizo con el estudio bidimensional. Esto plantea entonces dos
dificultades al concepto del modelo.
En primer lugar, debe reconsiderarse la cavidad para el cálculo de la condición de contorno
radiativa, figura 2.16. A través de las superficies marcadas R en la figura, un punto cualquiera de
la superficie del tubo no sólo "ve" el plano negro infinitamente largo que simula la llama, sino
también parte de la superficie de otros tubos. (La situación es la misma para puntos de la
superficie del depósito en los casos B, C y D. Para las geometrías E - H, en las que se se supone
una capa plana, el problema no existe.) La cuestión es: ¿cómo deben ser las superficies R con
objeto de satisfacer adecuadamente esta condición de contorno? Aunque el flujo de calor
intercambiado entre puntos del tubo es claramente despreciable en comparación con el
absorbido desde la llama, el problema implica consideraciones geométricas complicadas.
Una solución razonable consiste en suponer las superficies R negras a la misma temperatura
TF que el plano que representa la bola de fuego, es decir, cerrar completamente la cavidad con
una superficie negra a la temperatura aparente de llama, con lo que estaremos sobrevalorando la
irradiación. Si de esta forma se calcula una longitud de tubo a la que se ha impuesto la condición
de contorno aislado en los extremos, y las demás características del modelo son idénticas, las
diferencias con el caso bidimensional correspondiente son los errores cometidos por la
aproximación de la cavidad.

R
R
Figura 2.16. Cavidad radiante tridimensional.
La figura 2.17 resume los resultados para 25 mm de tubo, geometría limpia y qi= 600
kW/m 2 , condiciones que aseguran un error máximo. Las cifras son la diferencia absoluta en %
sobre el valor bidimensional correcto y se refieren al plano de mayor error, que, naturalmente,
resulta ser el plano extremo. El error en el flujo de calor absorbido en la corona del plano medio
es solamente un 1,02 %. Si las superficies R se sustituyen por planos ficticios grises con la misma
emisividad que las demás superficies y a temperaturas del orden de las del metal del tubo (460
°C), estas cifras de error no se reducen significativamente. Con ello queda demostrado que la
mejor aproximación posible consiste en ignorar la interacción radiativa de las superficies del
dominio bajo estudio con las superficies del resto del tubo supuesto infinito, cerrando
simplemente la cavidad con una superficie negra a la temperatura aparente de llama.

0,70
0,64
0,18
0,00
0,00
0,00
0,50
0,17
0,15
0,01
0,04
0,02
0,55
0,14
0,14
0,14
0,13
0,09
0,04
0,32
0,11
0,30
0,35
0,66
0,62
0,21
0,64
0,20
0,38
0,75
2,61
0,71 2,50
Figura 2.17. Error en temperaturas debido a la simplificación de la cavidad, %.
En segundo lugar, para completar el modelo es necesario "cortar" la parte de la pared de
tubos que contiene los termopares. Sólo si la longitud de la sección y el número de tubos
considerados son lo suficientemente grandes, la perturbación debida a las sondas habrá
desaparecido en los planos "de corte" y podrá imponerse en ellos una condición de contorno
exacta: superficies adiabáticas. En ese caso, además, la distribución de temperaturas en estas
0,69
0,35
superficies ha de coincidir con la del modelo bidimensional.
El caso de prueba consistió en una sección con ranuras de termopar de 1 mm de diámetro
llenas de aislante (óxido de magnesio), geometría limpia y qi= 600 kW/m 2 . Con una longitud de
25 mm y tomando 2 tubos (1/2 sin alterar + 1 con las ranuras + 1/2 sin alterar) se alcanza una
precisión considerada satisfactoria. Mayor longitud o número de tubos no reducen notablemente
el error, por lo que el tamaño del dominio queda establecido en estos parámetros. La figura 2.18
da los errores porcentuales en el campo de temperaturas de los contornos de corte. Nótese que
las cifras incluyen también el error debido a la simplificación de la cavidad radiante.
Se estudió también el error cometido al no incluir bloques de conexiones adosados a la
parte fría del tubo, error que resultó ser despreciable (menor del 0,02 % en calor absorbido y
diferencia de temperaturas). Igualmente se supuso mínima la influencia del termopar de medida
de la temperatura del fluido, por lo que no se incluyó en la geometría. Esta se muestra en la figura
2.19, junto con las condiciones de contorno (v. tabla 2.4).Al igual que en el estudio
bidimensional, se consideraron el caso de tubo limpio y las dos familias de geometrías de escoria.
(v. figura 2.1).
2,46
3,08
2,95
2,86

2,80
1,11
0,21
0,00
0,00
0,00
0,60
0,19
0,35
0,01
0,05
0,01
0,91
1,01
1,30
0,80
0,44
0,34
0,00
1,61
0,15
2,95
2,67
3,77
2,00
0,28
2,39
0,21
4,23
5,23
2,96
2,25
0,97
5,27
5,02
4,91
6,96
6,29
5,75
2,80
2,83
2,98
1,11
1,34
1,37
0,21
0,24
0,23
(a) (b)
0,00
0,03
0,03
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
Figura 2.18. Error en temperaturas debido a la condición de contorno en los planos de
corte, %. (a) Contorno superior e inferior. (b) Contornos laterales.
25 mm
B
D
Figura 2.19 Geometría tridimensional.
La discretización para el cálculo por elementos finitos consta de elementos isoparamétricos
de 8 nodos, prismas triangulares de 6 nodos y tetraedros lineales de 4 nodos. El número de
C
A
B

elementos está entre 2007 y 2567. La figura 2.20 representa el ejemplo correspondiente a l= 5
mm. Las uniones sensibles de los termopares se situaron en los radios 32,35 y 36,15 mm, de
acuerdo con los valores medios con que se manufacturan aparatos reales (CISE, 1988).
Modelo de los termopares.
Se adoptó como base el termopar tipo K con vaina de aislante mineral, normalizado por la
ASTM (1988), de diámetro nominal 1,016 mm. Este tamaño es posiblemente el mayor que
puede emplearse en este tipo de instrumentos (CISE, 1986a; Neal et al., 1980b). La influencia
térmica de los termopares insertados en el material del tubo puede dividirse en dos efectos:
distorsión del campo de temperaturas por la propia alteración de la geometría y efectos del calor
evacuado desde la zona caliente a través del cable del sensor. Ambos efectos se han modelado
siguiendo la práctica usual descrita por Baker et al. (1975), McGee (1988), Attia & Kops
(1986, 1988), Weber (1989) y otros.
La simplificación de la geometría original del termopar se muestra en la figura 2.21. Se
desprecia la influencia térmica de la vaina de Inconel 600 y los dos cables de radio r se asimilan a
un único conductor de radio r tmp = 2 r - con ello, el área que evacúa calor se conserva. Como
conductividad térmica de este material se toma la media de las conductividades de los materiales
originales: ktmp = (kcromel + kalumel)/2. La figura 2.22 presenta un detalle de la discretización de
un termopar.
inconel 600
cromel
Mg0
alumel
Ø 0.15 mm Ø 0.21 mm
Mg0
cromel+alumel
(a) (b)
Figura 2.21. Termopares envainados. (a) Geometría real. (b) Geometría simplificada.
Ø 1 mm
Los casos estudiados tienen la unión sensible en contacto térmico perfecto con el material
del tubo, con lo que la discretización es más sencilla. Este supuesto se corresponde con el
termopar de unión caliente puesta a tierra. Sin embargo, en la práctica real es preferible usar
termopares con la unión aislada de tierra, pues se obtiene una señal libre de tensiones parásitas y
facilita la conexión de dos sondas como termopar diferencial. Salvo montajes especiales, el
termopar envainado aislado de tierra supone también la unión caliente aislada térmicamente del
material del tubo, lo que a priori es perjudicial para la medida. Así pues, el análisis se repitió para

geometrías con el material del termopar aislado térmicamente del metal del tubo, encontrándose
que las consecuencias para la medida del flujo de calor son despreciables: la relación qa vs. Tα -
Tβ sigue siendo lineal y el cambio de la constante de calibración inferior al 4 %.
Las conductividades térmicas de los materiales del termopar se supusieron dependientes de
la temperatura según la información del compendio de la General Electric (Norris et al., 1974).
La tabla 2.13 resume el uso de los datos originales. El error derivado de la aproximación a las
propiedades del Alumel se considera despreciable.
MATERIAL ESPECIFICADO EN ESPECIFICACION MATERIAL Norris et al. (1974)
Oxido de ASTM (1988). 99,4 % de pureza
Magnesio
Densidad entre 2506
y 3580 kg/m3 Oxido de magnesio
policristalino de 3560 kg/m3 Cromel ASTM (1987)
ASME (1974)
90 % Ni, 10 % Cr 90% Ni, 10 % Cr
Alumel ASTM (1987) 95 % Ni, 5 % Al, Si y
otros
Niquel D (4% Mn y otros)
ASME (1974) 94 % Ni, 3 % Mn,
2 % Al, 1 % Si
Tabla 2.13. Datos para la conductividad térmica de los materiales del termopar.
El calor evacuado por los cables puede estimarse e integrarse en el modelo de elementos
finitos de la siguiente forma. En primer lugar es preciso suponer que
1) En su recorrido externo, los termopares sólo están aislados con la vaina propia, lo que
tiene dos consecuencias sobre el modelo. En primer lugar, el calor evacuado de la parte fría del
tubo por cualquier vaina metálica de protección se considera de efectos despreciables. Por otro
lado, se sobrevalora el calor sustraído de la corona del tubo a través del material del termopar, y,
por tanto la situación real queda acotada por este modelo y el caso de cables aislados
térmicamente de las conexiones. Como veremos, las diferencias entre ambas situaciones no son
significativas, por lo que la hipótesis es conveniente por su simplicidad y generalidad.
2) La geometría del termopar queda representada por la misma simplificación que ya se ha
discutido para su modelización dentro del tubo (figura 2.21b). Hay que suponer también que las
conductividades térmicas y coeficientes de convección con el ambiente son constantes para el
recorrido externo (a una temperatura media entre la de la pared fría del tubo (350 °C) y la
temperatura ambiente de diseño TA= 15 °C).
3) Al ser el diámetro del cable mucho menor que su longitud, la distribución de temperaturas
es aproximadamente unidimensional (axial) en el cable. Por contra, se supone que el aislante no
evacúa calor en dirección axial, por lo que el flujo es también unidimensional pero en sentido

adial. El cable se extiende una longitud tan grande que al final la temperatura del material del
termopar se iguala con la del ambiente.
Con estas hipótesis, el problema se corresponde (v. McGee, 1988; Baker et al., 1975) con
el de la clásica aleta unidimensional con condición de contorno en el infinito (Incropera &
DeWitt, 1985). Si x= 0 es la sección de salida del termopar en la superficie fría del tubo, la
solución analítica viene dada por
donde
m2 = UC ; U =
ktmpA T(x) = T A + (T(0) - T A ). exp (-mx) (2.10a)
1
r r
; C = 2π r ; A = π r2 (2.10b)
Mg0 tmp
1 Mg0
+ ln (
Mg0)
h kMg0 rtmp
A
Y el flujo de calor a través del cable de termopar puede formularse como
⎡
q = -k ⎢
tmp tmp⎣
dx
dT ⎤
⎥ = k m (T(0) - T ) =
⎦ tmp A
x = 0
UCk tmp (T(0) - TA ) (2.10c)
Es decir, de cara al modelo de elementos finitos, el calor evacuado por el cable puede
integrarse como una condición de contorno de convección con el ambiente. En la superficie de
salida del termopar sobre la superficie trasera del tubo se tiene entonces (?T/?n)S = 0 para la
superficie del óxido de magnesio, y
⎡
- k ⎢
tmp⎣
Žn
ŽT ⎤
⎥ = h (T - T )
⎦ tmp S A
S
para la superficie del material del termopar, siendo
h tmp =
UCk
tmp
A
A
(2.10d)
(2.10e)
Con un valor característico del coeficiente de convección natural del cable con el ambiente
hA = 8,7 W/m 2 °C, dado por Attia & Kops (1988) y con las dimensiones y conductividades
térmicas correspondientes, se obtiene en nuestro caso un rango para el coeficiente equivalente de
convección htmp entre 4800 y 5500 W/m 2 °C. Al ser la sección A de los termopares muy
pequeña, la pérdida de calor correspondiente se cifra en tan sólo 1,7 - 1,9.10 -4 W/°C y, en
consecuencia, suponer la sección de salida de los termopares perfectamente aislada no conduce
prácticamente a ningún error en los resultados, como pone de manifiesto la tabla 2.14. La
perturbación introducida por los termopares envainados es meramente geométrica, no térmica.

CASO LIMPIO, qi = 600 kW/m 2
htmp= 5500 W/m 2 °C htmp= 0 (aislado) Error
Tα, °C 439,41 439,41 < 0,005 °C
Tβ, °C 383,52 383,52 < 0,005 °C
qa, kW/m 2 451,63 451,76 0,03 %
Tabla 2.14. Diferencia en los resultados bajo la hipótesis de termopar aislado térmicamente.
Resumen de hipótesis y condiciones.
- Si son de aplicación, las mismas que para el caso bidimensional
- Sección tridimensional de tubo con dos ranuras de termopar toroidales. Tubo limpio y con
las dos familias de geometrías del depósito.
- Cavidad radiante finita cerrada con superficie negra.
- Dominio tridimensional aislado por extinción aproximada de la perturbación.
- Modelo de los termopares como aleta unidimensional de sección circular y con aislante.
Punta sensible en contacto térmico con el material. Conductividades dependientes de la
temperatura. Cables aislados térmicamente de las conexiones.
Casos analizados.
Se calculó un total de 28 casos para 6 valores de qi y 5 geometrías distintas, tabla 2.15,
usando la versión 4.3 del código ANSYS completo. La figura 2.23 muestra el campo térmico
obtenido para un caso representativo. Puede observarse que los perfiles son similares a los del
caso bidimensional, salvo por la elevación de temperatura en la zona de la corona del tubo,
debido a la presencia de los termopares. Los resultados significativos se discuten a continuación.
e (fig. 2.1b), mm l (fig 2.1c), mm
q i , kW/m 2 limpio 3 10 5 50
100 A1 C1 D1 F1 H1
200 A3 C3 D3 F3 H3
300 A5 C5 D5 F5 H5
400 A7 C7 D7 F7 H7
500 A9 C9 D9 F9 H9
600 A11 C11 D11
Tabla 2.15. Casos tridimensionales analizados.

Resultados del modelo tridimensional.
La figura 2.24 muestra el flujo de calor qa para el medidor en función de las condiciones
exteriores. Se incluyen también los resultados para los casos bidimensionales correspondientes.
El aparato es en efecto sensible a la presencia de la escoria aproximadamente en la misma
magnitud que lo es el tubo. La gráfica resume la perturbación provocada por el montaje: a
igualdad de condiciones, la presencia de los termopares reduce el calor absorbido localmente en
la corona del tubo, ya que la resistencia térmica se ha incrementado: el aparato trabaja a una
temperatura más elevada. Las diferencias en qa están en el rango del 8,67 % (máxima
irradiación) al 22,74% (irradiación mínima). Como ya se vio (figura 2.18), la alteración se
extingue a corta distancia de la sección instrumentada.
qa, kW/m2
500
400
300
200
100
0
0
100
200
300
400
qi, kW/m2
500
600
A 3D
A 2D
C 3D
C 2D
D 3D
D 2D
F 3D
F 2D
H 3D
H 2D
Figura 2.24. qa vs. irradiación y depósitos. Tubo y aparato.
La calibración teórica se discute en la figura 2.25. Tα y Tβ son ahora las temperaturas medidas
con los termopares insertados, es decir las temperaturas en los nodos centrales de la
discretización de cada termopar, figura 2.22. Tε se ha tomado constante e igual a TB= 350 °C,
temperatura que se tiene en la corona fría del tubo para todos los casos, como puso de
manifiesto el estudio bidimensional. Las alteraciones que introduciría un termopar de medida de
Tε se han considerado despreciables dada la uniformidad del campo térmico en esa zona
particular, por lo que se cuenta con este resultado sin haber incluido la sonda en el modelo. El
valor de qa para el que debe calibrarse es el correspondiente a los casos bidimensionales
sometidos a la mismas condiciones externas. Esto es así ya que lo que se desea medir es el flujo
de calor que se absorbería si el instrumento no existiera y no el absorbido por el propio aparato;
dicho en otras palabras, corregimos de esta forma el error que introduce el aparato de medida.

qa, kW/m2
600
500
400
300
200
100
0
0
²
•
10
limpio
e= 3 mm
e= 10 mm
l= 5 mm
l= 50 mm
20
30
Τα−Τβ, °C
AJUSTE qa=K(Tα-Tβ)
K, kW/m 2 °C correlación, %
CASOS A, C, D 8,9120 ± 0,0154 99,9975
CASOS F y H 9,6979 ± 0,0616 99,9819
TOTAL 8,9738 ± 0,0435 99,9683
Figura 2.25a. Relación qa vs. Tα-Tβ para el medidor de flujo de calor.
En las figuras se muestran los parámetros habituales del ajuste y el intervalo de confianza al 95 %
para las respuestas individuales. De nuevo, la presencia de grandes espesores de escoria afecta a
la calibración aumentando la constante, pero a todos los efectos, puede considerarse que existe
una relación lineal para la totalidad de los datos, es decir, en cualquier condición de trabajo. Se
confirma así el método convencional de medida para condiciones de deposición severa. Al igual
que indicaban los resultados bidimensionales, la diferencia Tα-Tε proporciona valores de qa sólo
ligeramente peores que la opción Tα-Tβ. Sin embargo, hay que recordar lo ya mencionado
acerca de la variación del coeficiente hB y las condiciones de la superficie interior: la calibración
real y sus variaciones en carga se apartan significativamente del modelo, según se estudia en la
sección 2.5.
40
50
60

qa, kW/m2
600
500
400
300
200
100
0
0
²
•
limpio
e= 3 mm
e= 10 mm
l= 5 mm
l= 50 mm
20
40
60
Τα−Τε, °C
80
100
AJUSTE qa=K(Tα-Tε)
K, kW/m 2 °C correlación, %
CASOS A, C, D 5,6257 ± 0,0657 99,8844
CASOS F y H 6,4495 ± 0,0494 99,9736
TOTAL 5,6846 ± 0,0652 99,8230
Figura 2.25b. Relación qa vs. Tα-Tε para el medidor de flujo de calor.
En la tabla 2.16 se valora relativamente la ventaja conseguida con el estudio para el caso de un
medidor convencional basado en la diferencia Tα-Tβ. La primera fila muestra el valor obtenido
del análisis tridimensional del medidor, considerándolo correcto. A continuación, se tiene el
resultado del estudio bidimensional. Este resultado puede muy bien representar la calibración
aproximada que se hace de algunos sensores tomando en cuenta sólo el tubo sin perturbar.
Finalmente, la correlación predicha por el modelo tridimensional entre el incremento de
temperaturas medido y el calor absorbido por el aparato proporciona el error que se obtendría
con una calibración experimental perfecta. Según se observa, podemos esperar reducir el error
en la constante en un orden del 11 % sobre la calibración grosera, y se cometería
aproximadamente el mismo error en sentido contrario usando calibraciones experimentales del
instrumento sin efectuar ninguna corrección.
Opción Tα-Tβ
K, kW/m2 error en K, %
Modelo 3D 8,9738 0
Modelo 2D (Calibración aproximada) 9,9928 11,36
Experimental (Predicción modelo 3D) 7,9793 11,08
Tabla 2.16. Calibraciones del medidor convencional de flujo de calor.
Por último, es preciso acotar la incertidumbre asociada a nuestros valores teóricos del coeficiente
K para la opción Tα-Tβ. Dado el planteamiento del análisis, la precisión en las condiciones
exteriores carece de importancia y los resultados muestran que el error que introduce la propia
presencia de la escoria es despreciable. Sin embargo, la incertidumbre en el coeficiente no puede

educirse por cálculos teóricos. Para demostrarlo, basta considerar variaciones del ± 20 % en la
conductividad térmica del acero del tubo, cifra más que razonable, ya que se utilizaron datos
normalizados y no medidas en el material. Un estudio bidimensional de geometría limpia e
irradiación media de 350 kW/m 2 muestra que la variación que resulta en la constante de
calibración es del orden del 13 %. La influencia de otros factores (como son las simplificaciones
del modelo 3D, la geometría real del tubo y, sobre todo, la verdadera posición de las sondas) no
puede cuantificarse fácilmente sin duplicar el estudio. Puede afirmarse que, en lo que respecta a
una utilización experimental de los resultados de calibración, se ha ganado aproximación (tabla
2.16), pero no precisión. Por ello, se admitirá para la incertidumbre en K el valor habitual para
este tipo de instrumentos, cifrado en un ± 10 %.
2.4 INSTALACION EXPERIMENTAL.
Como paso previo a la discusión de resultados experimentales sobre la medida directa del
calor absorbido en los paneles de agua de una caldera de potencia, cubrimos en este apartado la
descripción de la instalación realizada en el grupo 1 de la central térmica "Teruel". Se incluye
toda la información de partida referente a los medidores, su montaje y la señal que se obtiene de
ellos, así como el diseño de la red en su conjunto y una breve historia de su funcionamiento. El
lector puede dirigirse a los capítulos 3 y 4 para una información más completa.
Tipos de sensores.
El primer objetivo del estudio práctico consistió en determinar el modelo de sensor de flujo
de calor absorbido más adecuado. Aunque en principio no cabía esperar diferencias, la
comparación del funcionamiento de diferentes conceptos de sensor no había sido descrita
anteriormente. Se consideraron y sometieron a ensayo los tres tipos de instrumentos disponibles
comercialmente ya mencionados en la sección 2.1, que ahora se describen en mayor detalle.
1) Fluxtube, figura 2.26a. Desarrollado (Neal et al. 1980a, 1980b, 1982) por los CERL
(Central Electricity Research Laboratories), pertenecientes a la CEGB, y comercializado por
Land Pyrometers (Clay & Davidson, 1987). Se trata de una sección (˜ 0,5 m de longitud) del
tubo aleteado instrumentada con termopares para configurar un aparato de gradiente controlado.
Esto se consigue mediante un cilindro de conductividad térmica conocida y aislado en su
superficie lateral. Hay un total de cuatro sondas (dos en cada punto de medida de la
temperatura) que aseguran cierta redundancia. Se utilizan termopares envainados tipo E de Ø 0,5
mm, clase de precisión normal (ASTM, 1989) y con la unión sensible aislada del metal mediante
cemento cúprico. Los cables se alojan en ranuras protegidas practicadas en la pared expuesta
del tubo y se conducen hacia la caja de conexiones convenientemente acoplada a la parte fría. El
acabado superficial en el lado llama lo hace indistinguible del tubo inalterado. La única diferencia
consiste en el abultamiento interior que sirve de base al cilindro de medida.

El aparato es manufacturado a partir de tubo y aleta originales y se monta reemplazando
secciones de tubo normal por los procedimientos habituales (C.T. Teruel, 1986), modificados en
tres puntos (Land, 1988a,b): 1) ejecución especial del aislante térmico, 2) ausencia de soldadura
en las membranas para evitar daños a los cables y 3) cuidado de la caja de conexiones situada
fuera del aislamiento durante cualquier operación de precalentamiento e instalación.
2) Fluxdome, figura 2.26b. Diseñado y comercializado por las mismas entidades que el
Fluxtube (Neal et al. 1980a, 1980b, 1982; Clay & Davidson, 1987). Funciona de acuerdo con
el mismo principio de medida, pero el cilindro con guarda térmica y la guía de los cables se
montan sobre la superficie caliente del tubo, por lo demás inalterado. La unión de la base del
cilindro y el tubo se lleva a cabo por un procedimiento mejorado de soldadura por fusión que
asegura el buen contacto térmico con el pozo frío. Para evitar acumulaciones no representativas
de depósitos, se añaden cordones de soldadura al cilindro y guía configurando así una forma
exterior suave. Se utilizan dos termopares envainados tipo K precisión normal y Ø 0,5 mm.
asegurados en su posición mediante presión en los extremos del cilindro. El instrumento está
concebido como una versión de menor precisión, vida útil y coste que el anterior.
El aparato puede fabricarse en planta soldando todos los elementos directamente sobre los
paneles o bien fabricarse a partir de secciones de 0,5 m del carrete original y montarse luego de
la misma forma que se explicó para el Fluxtube. La manufactura requiere personal y herramientas
especializados por lo que la segunda opción resulta más sencilla y barata y fue la que se escogió.
3) Tronchetto, figura 2.26c. Es un instrumento diseñado y comercializado (CISE, 1986a)
por el CISE, centro perteneciente a la empresa eléctrica nacional italiana ENEL. Los Tronchetti
son secciones (0,8 m de longitud para nuestra aplicación) del tubo aleteado original a las que se
les han practicado dos orificios toroidales con objeto de alojar termopares. El procedimiento es
una técnica especial de electroerosión. El tubo no se altera de ninguna otra manera, salvo por la
caja que incorpora las fijaciones de los termopares soldada a la parte trasera. Se usan
termopares con vaina de tipo K, precisión especial, Ø 1 mm y con punta sensible aislada de
tierra. El montaje fue concebido para detectar el ensuciamiento interno del tubo, por lo que existe
un tercer termopar que mide la temperatura de saturación a través de la temperatura en la corona
fría. La posición exacta de cada sonda es determinada para cada instrumento mediante
radiografías. Los termopares pueden ser reemplazados sin desmontar el aparato del panel.
Los Tronchetti se construyen sobre el tubo central de un montaje de tres tubos, a fin de
evitar daño a los termopares durante la soldadura del aparato a la pared (CISE, 1986b, 1988).
Red de medida del flujo de calor absorbido.
La situación exacta y la designación de cada aparato se muestran en la figura 2.27 con
referencia al límite de las paredes y situación de los sopladores. El experimento se llevó a cabo

en dos etapas. En la primera se utilizó un número reducido de sensores de los tres tipos con el
objeto de demostrar la viabilidad del sistema y comparar diferentes modelos y seleccionar el más
adecuado. En la segunda etapa se completó la red y se cumplieron los objetivos reales del
estudio.
Inicialmente se sometieron a prueba trece sensores: cinco del tipo Fluxtube, cinco Tronchetti
y tres Fluxdomes. Sus posiciones se determinaron como compromiso de los siguientes criterios
de aplicación general.
- Debe someterse cada modelo a las condiciones más severas de irradiación (zona central
de la pared) y soplado y situar los instrumentos preferentemente en el área con mayor incidencia
del problema. Esta zona es en principio la parte central del cinturón de quemadores y, más
especificamente y según se desprende de los informes de operación, por debajo del plano E de
sopladores. Las acumulaciones de depósitos pueden llegar hasta las tolvas del hogar (plano V).
- Para estimar la variabilidad del fenómeno, hay que situar aparatos a diversas alturas y en
posición lateral. La ubicación cerca de los portillos de observación permite correlar las medidas
con las observaciones visuales. Colocar sensores a ambos lados permite detectar posibles
asimetrías.
- Con objeto de estudiar la respuesta al soplado, los aparatos se sitúan cerca de las bocas
de los sopladores. Los informes de mantenimiento sobre el número de tubos laminados por el
vapor que han de reemplazarse alrededor de dichas bocas permiten estimar la distancia mínima
que es conveniente. Resultó ser aproximadamente un metro horizontal (diez tubos), lo que
concuerda con otras utilizaciones prácticas (Chambers et al., 1981a,b). Un aparato se situó lo
más alejado posible de las bocas de soplado de la pared trasera para comparar su respuesta
frente a la de los aparatos próximos.
- Dos aparatos de distinto tipo se situaron en la misma localización (un tubo de separación)
con el doble propósito de comparar las señales de modelos de distintos suministradores y
estimar la representatividad de la medida local.
- Un sensor se instaló en la pared de quemadores encima del plano A, pues según informes
de operación, esta zona no presenta prácticamente acumulación de depósitos (lo que por otra
parte es natural, dado el camino de los gases de combustión). De esta forma se dispondría de
una señal de referencia medida con un instrumento permanentemente limpio.
La instrumentación se montó por los procedimientos ya comentados. Ninguno de los
aparatos falló durante este periodo de prueba y, como veremos, los tres modelos resultaron
satisfactorios y equivalentes para los experimentos que se pretendían. La red definitiva se diseñó

en base a la experiencia acumulada, que resumimos a continuación (los resultados se explican
con rigor en la sección siguiente y en el capítulo 4).
También las zonas por encima del plano E presentan fusión de escorias (aunque en menor
grado), por lo que es preciso cubrir todas las alturas del hogar. La variabilidad de la señal entre
zonas y asimetrías del fenómeno aconsejan una cobertura máxima. La representatividad de las
medidas locales es en apariencia adecuada y la respuesta al soplado no depende fuertemente de
la distancia a la boca del soplador. Por todo ello, la red se configura a semejanza de la red de
sopladores, con los sensores alejados la distancia mínima de cada boca. No obstante y por
motivos obvios, es necesario cubrir la parte de la pared lateral carente de sopladores. La señal
del aparato "limpio" no resulta de utilidad pues se comprueba su ocasional ensuciamiento y por
otra parte el nivel medio correla bien con la carga de la unidad. Por ello, se descarta situar más
instrumentos en localizaciones similares. Es altamente deseable no mezclar instrumentos de marca
distinta, ya que los diferentes conceptos de diseño y calibración conducen a valores del flujo de
calor absorbido sospechoso de diferir más que la incertidumbre máxima de las medidas.
De cara a la vida útil de la instalación, parece evidente al considerar las diferentes opciones
que el modelo más adecuado es el Tronchetto, de vida virtualmente tan larga como la del tubo.
Sigue el Fluxtube y, finalmente, el Fluxdome. Sin embargo, el compromiso entre todas las
consideraciones técnicas y las limitaciones presupuestarias a corto plazo condujo a la red de
cobertura parcial que se muestra en la figura 2.27, habiéndose ampliado la instalación de prueba
con veinte Fluxtubes y veinte Fluxdomes. Con el fin de alargar la vida útil de la red en su
conjunto, se alternaron uniformemente los aparatos Land de mayor y menor resistencia.
En la figura 2.28 se muestran fotografías de los sensores utilizados y detalles de su montaje
en las paredes de agua.
Señal eléctrica, adquisición de datos y funcionamiento.
La adquisición de datos de flujo de calor absorbido respondió a varios esquemas según el
tipo de aparato, como muestra la tabla 2.17. La señal se transmite en todos los casos como mV
amplificados. Para los sensores CISE es preciso registrar la temperatura en °C de cada termopar
por separado. La concepción de los aparatos Land permite bien registrar la temperatura de cada
termopar (en mV dada su calibración) o bien la fuerza electromotriz del termopar diferencial que
forman los dos sensores. La amplificación de la señal, conversión a temperatura y la
compensación de la unión fría las lleva a cabo el propio sistema de adquisición de datos. El
procedimiento de compensación se realiza por medida de la temperatura del regletero en campo
y corrección por programa (SAC, 1986). Los Tronchetti carecen en principio de calibración,
mientras que Land calibra individualmente cada sensor entregado. Se tomaron valores
instantáneos con un periodo de muestreo de dos minutos.

APARATOS SEÑALES
REGISTRADAS
5 Tronchetti Temperaturas T1, T2 y T3
(°C) de los tres
termopares.
5 Fluxtubes a Temperaturas ee y ei
ensayo (mV) de una de las
cuatro parejas de
termopares.
5 Fluxdomes a Temperaturas ee y ei 128 -131
ensayo (mV) de los dos
termopares.
134, 135
20 Fluxtubes Fuerza electromotriz Δe
de uno de los cuatro
termopares diferenciales
por la constante de
calibración s/. Land,
1989a (kW/m 2 ).
20 Fluxdomes Fuerza electromotriz Δe
del termopar diferencial
por la constante de
calibración s/. Land,
1989b (kW/m 2 )
NUMERO
TABLA 3.1
COMPENSACION
UNION FRIA
102 -116 SI.
Termopares K
118 -127 SI
Termopares E
(Innecesaria para
el calculo de qa)
SI
Termopares K
(Innecesaria para
el calculo de qa)
136 - 175 NO
Termopares
diferenciales E
(Fluxtubes) y K
(Fluxdomes)
Tabla 2.17 Señales de flujo de calor absorbido.
FORMA DE LA
CALIBRACION
qa= K(ee-ei )
qa= KΔe
Otros detalles sobre la toma de datos pueden consultarse en el capítulo 3, así como el censo
de datos adquiridos. La tabla 2.18 presenta una historia resumida del funcionamiento y fallos de
la red de sensores. La avería del TO-EC3 fue debida a rotura del termopar durante la revisión
para su instalación definitiva. Un fallo inadvertido en la etapa de amplificación de uno de los
termopares del FD-DC2 es la causa de su mal funcionamiento durante el periodo indicado. Los
otros cinco aparatos que fallaron pertenecen todos al modelo Fluxdome de la segunda entrega y
se cree que la avería en la señal eléctrica se debe a destrucción de uno o los dos termopares por
excesivo calentamiento, aunque no es posible asegurarlo ni tampoco explicar la causa con
precisión. Nótese el alto porcentaje de averías: 25 % de sensores inutilizados en los primeros
cuatro meses.

SENSORES EN CARGA
DESDE
DETECCION DE FALLOS
Tronchetti 05 abril 1988 22may89 108 TO-EC3
T2
Circuito abierto
Fluxtubes a ensayo 16 agosto 1988
Fluxdomes a ensayo 16 agosto 1988 22may89 130 FD-DC2 e e Deriva del amplificador
23abr90 130 FD-DC2 e e Reparado
Fluxtubes 22 mayo 1989
Fluxdomes 22 mayo 1989 14sep89 140 FD-B1 Circuito abierto
145 FD-C2
154 FD-D3
168 FD-F3
139 FD-A4 Circuito a tierra
Tabla 2.18. Funcionamiento de la red de sensores.
2.5 RESULTADOS EXPERIMENTALES.
El estudio de la medida del flujo de calor absorbido no estaría completo si no se conectaran
el análisis teórico realizado y los resultados experimentales de la red de sensores que se acaba de
describir. El objetivo fundamental es construir un marco de referencia para la correcta
interpretación de los datos de flujo de calor adquiridos durante los experimentos; en otras
palabras, poner las bases para la discusión de resultados sobre el diagnóstico de la fusión de
escorias por este método de medida. Las conclusiones son generales, pero algunas cuestiones
específicas sobre la medida del flujo de calor absorbido han de quedar abiertas.
Se ha seguido el siguiente esquema. Los medidores tipo Tronchetti instalados en la pared
son bien conocidos y a ellos pueden aplicarse los resultados del modelo teórico. Los demás
medidores de la red (Fluxtubes y Fluxdomes) se estudian por comparación con los anteriores. Se
obtiene de esta forma un criterio para homogeneizar los datos procedentes de la red de
instrumentos, a la par que se les dota de un concreto significado físico, por encima de diferencias
de diseño y calibración. No entraremos en esta sección en el estudio del comportamiento del
flujo de calor absorbido en relación con el problema de la fusión de escorias y el funcionamiento
en general de la caldera. Este es el objeto de los capítulos siguientes, donde se describen
asimismo las herramientas empleadas en el tratamiento de datos. Nos centramos ahora en los
propios datos de flujo de calor independizando su tratamiento en la medida de lo posible.
Validez de los datos de flujo de calor absorbido y características
generales.
El criterio de validez que se aplica al modelo teórico rige también para las medidas
experimentales: carecerán de significado durante los transitorios, que comprenden dos
situaciones: 1) súbitas limpiezas en carga y 2) fuertes variaciones de irradiación cuando existe

gran acumulación de depósitos. La primera de estas situaciones significa que se tendrán unos diez
segundos de periodo transitorio tras la caída de los depósitos, dado el orden de magnitud de las
constantes de tiempo de metal y termopares. Puesto que el periodo de muestreo es de dos
minutos, la posibilidad de obtener un dato erróneo es muy remota y por tanto se descarta
cualquier tratamiento especial de la señal. La bondad de esta forma de proceder queda
demostrada más adelante en el estudio sobre picos de soplado. En cuanto a la segunda
posibilidad de medida incorrecta, hay que decir que los grandes espesores necesarios para
retardar la respuesta al orden de minutos implican lógicamente una señal muy baja de flujo de
calor absorbido, por lo que posiblemente su validez o invalidez no resultará significativa para
propósitos prácticos. A pesar de ello, en el tratamiento sólo se han tomado en consideración los
datos pertenecientes a periodos con carga, configuración de fuegos y consumo de gas natural
constantes, que son los tres factores principales que determinan el estado aproximadamente
estacionario de la irradiación en el hogar y de la unidad en conjunto. El detalle de la clasificación
del registro continuo en periodos estables (categorías de datos) puede leerse en el siguiente
Capítulo.
La señal de flujo de calor absorbido localmente en las paredes de agua de una caldera con
problemas de fusión de escorias posee unas características distintivas muy acusadas. No
entraremos aquí en una discusión pormenorizada de los comportamientos observados; baste
decir que el valor obtenido en un momento preciso y en una localización dada puede estar en
cualquier punto del rango esperado y, además, varía con rapidez. Esto no es sorprendente si en
realidad la medida refleja con sensibilidad el comportamiento de los depósitos, como puso de
manifiesto el estudio teórico. La señal evoluciona con decaimiento exponencial, en diente de
sierra o, en determinadas circunstancias, también permanece constante. Responde de esta forma
a la deposición rápida o lenta de escoria, a las caídas totales o parciales, espontáneas o bajo
soplado, y a todo ello se superpone el ruido debido a las fluctuaciones de la llama. Sobre los
métodos necesarios para deducir patrones de este comportamiento en apariencia caótico
volveremos más adelante, pero es preciso tener en cuenta la naturaleza de la señal a la hora de
llevar a cabo el tratamiento que nos proponemos. También hay que considerar la enorme
cantidad de información recogida que constituye el registro adquirido en tiempo real.
Consecuentemente, los análisis de este apartado se han centrado en la inspección general de
rangos, valores medios, mínimos y máximos durante periodos estables en general o
especialmente escogidos y en el valor instantáneo en situaciones especiales, como por ejemplo,
los picos debidos a la limpieza en carga. De esta forma, se examina la totalidad de los datos y es
posible verificar o refutar tendencias observadas eliminando comportamientos particulares.
Medida del flujo de calor absorbido con aparatos tipo Tronchetto.
La incertidumbre máxima en la medida de cada temperatura puede calcularse a partir de
datos de ASTM (1988), SAC (1986), Analog Devices (1985) y C. T. Teruel (1989, 1990). El

valor máximo contemplado en la norma (termopares K de precisión especial) es de ± 0,4 % de
la medida. Puesto que este error se aplica a termopares nuevos, se ha mayorado tomando el 0,4
% del rango en mV, considerando éste de 500 °C. Combinándolo con la incertidumbre del
circuito integrado utilizado para la compensación de la unión fría (± 0,08 mV) la incertidumbre
total resulta ser de ± 0,11 mV ó ± 2,7 °C. Las otras fuentes de error son la conversión A/D del
SAD (estimado en ± 0,26 °C) y la calibración en campo ( ± 0,05 °C). El error total calculado
como error cuadrático resulta ser σT = ± 2,7 °C. Naturalmente, predomina la incertidumbre
propia del sensor compensado. Para diferencias de temperatura, la incertidumbre máxima se
cifra en ± 2 . 2,7 = ± 3,8 °C.
La tabla 2.19a resume la estadística general para los sensores Tronchetti durante todos los
periodos a carga (superior a 150 MWe), fuegos y consumo de gas estables registrados. La
duración de los periodos está comprendida entre 1 y 24 horas. De cara a la comparación con la
teoría, se ha considerado en primer lugar la diferencia T1-T2, proporcional al calor absorbido, y
por tanto directamente comparable, salvo por la diferencia en el posicionado relativo de los
termopares que existe realmente en cada aparato.
T1-T2 SENSOR TO- TO- TO- TO- TO-EB5
AC1 CC2 EC3 VC4
Nº DE PERIODOS TRATADOS 594 181 594
Mínimo, °C (Valor teórico: 2,59) -2,51 4,78 1,26 1,76 -0,96
Valor medio, °C 18,40 20,14 16,84 19,49 15,28
Máximo, °C (Valor teórico: 55,89) 39,10 88,54 76,77 57,55 52,93
Número de periodos en que el máximo 0 126 23 2 0
supera al teórico.
(21 %) (13 %) (0,3 %)
Número de periodos en que el valor
medio supera al máximo teórico.
0
Número de periodos en que el valor 1 0 1 2 10
medio es inferior al mínimo teórico. (0,2 %)
(0,6 %) (0,3 %) (2 %)
Número de periodos en que el mínimo es 25 0 2 8 29
inferior al teórico.
(4,2 %)
(1 %) (1 %) (5 %)
Tabla 2.19a. Inspección general de las medidas T1-T2 con Tronchetto.
Según se observa, los valores medios entran prácticamente en todos los casos dentro del
rango que predice el modelo. No obstante y tenida en cuenta la incertidumbre máxima, para los
sensores situados en en el centro de la pared trasera existen picos de flujo de calor superiores al
valor máximo predicho. Igualmente, el resto de los sensores presentan valores mínimos puntuales
inferiores a los teóricos. Esto quiere decir que el modelo tal y como fue concebido deja fuera
situaciones ocasionales de alto y bajo calor absorbido. Obsérvese que no puede deducirse de
ello que el espesor del depósito y la irradiación reales sean superiores a los teóricos, ya que las
propiedades térmicas y radiativas reales son desconocidas. Los sensores presentan error de

cero, como pone de manifiesto la existencia de valores negativos de T1-T2 . El número total de
periodos en que esto sucede es de sólo cuatro, que pertenecen al segundo periodo de
experimentos, lo que sugiere deriva de los propios termopares o de las etapas de amplificación.
El mínimo absoluto de -2,51 °C no implica un valor negativo (y por tanto erróneo) dado que el
error máximo que se le estima a la medida es mayor, pero sí que la diferencia de temperaturas
puede llegar a ser inferior al mínimo teórico.
En apariencia, la constante de calibración teórica podrá aplicarse a las medidas
extrapolando al menos un 21 % de los picos de calor absorbido.(Los valores menores que el
límite inferior pueden considerarse incluidos en la teoría ya que los ajustes se realizaron a
intercepción nula.) No obstante, nótese que no se han corregido las discrepancias debidas a la
diferente posición relativa de las sondas de temperatura respecto a la fijada en el modelo. Puesto
que repetir el modelo teórico para la geometría de cada medidor en concreto queda fuera de
consideración, se ha aplicado un procedimiento aproximado. La forma sugerida de la calibración
de este tipo de instrumentos (CISE, 1988; Babcock & Wilcox, 1978) es
q a =
k
r
(T - T )
1 2
1
re ln
r2
(2.12)
Es decir, se supone que en la sección de medida el campo térmico es análogo al caso de
simetría radial con el mismo flujo de calor absorbido. k es la conductividad media del metal del
tubo. Según se concluye del estudio teórico, este enfoque es correcto para el tubo sin alterar,
aunque por supuesto carece de significado, pues en la realidad existen dos termopares de un
milímetro de diámetro cada uno en el espesor de pared. La consecuente perturbación del campo
tiene como efecto que la constante K= qa/(T1-T2) resulte ser diferente para los casos 2D (tubo)
y 3D (Tronchetto). En otras palabras, la conductividad k a utilizar en la fórmula no es
lógicamente la conductividad del material del tubo. Una forma posible de corregir el efecto de
posicionado de las sondas es combinar las ecuaciones 2.12 y 2.1 utilizando los valores del
cálculo teórico para re, r1, r2 y la constante de calibración K (8,9738 kW/m 2 ). Se obtiene así un
valor de k= 37,973 W/m.K (˜10 % inferior a la conductividad del tubo), que representa la
conductividad aparente del camino térmico entre las uniones sensibles de T1 y T2 y depura por
tanto la ecuación 2.12 de todas las perturbaciones. La ecuación de calibración 2.12 puede
aplicarse ahora aproximadamente a cada sensor, con este valor de k y sus características
constructivas particulares dadas por CISE (1988).
Así se ha hecho para los cinco instrumentos empleados y se ha repetido la estadística, esta
vez con los valores de qa, según refleja la tabla 2.19b. Restan todavía valores pico fuera de
rango para los sensores situados en la zona de irradiación máxima, pero en proporciones mucho

más moderadas. Por otra parte, el lógico aumento del número de ocasiones en que el valor
obtenido no alcanza el límite inferior teórico es muy ligero.
qa (Ec. 2.12) SENSOR TO- TO- TO- TO- TO-EB5
AC1 CC2 EC3 VC4
Nº DE PERIODOS TRATADOS 594 181 594
Mínimo, kW/m2 (Valor teórico: 24,4) 0,0 34,16 10,35 13,97 0,0
Valor medio, kW/m2 161,8 143,8 138,5 154,7 130,6
Máximo, kW/m2 (Valor teórico: 494,6) 343,7 632,25 630,76 456,8 452,1
Número de periodos en que el máximo 0 26 12 0 0
supera al teórico
(4 %) (7 %)
Número de periodos en que el valor
medio supera al máximo teórico.
0
Número de periodos en que el valor 1 0 2 5 15
medio es inferior al mínimo teórico. (0,2 %)
(1,1 %) (0,8 %) (2,5 %)
Número de periodos en que el mínimo es 26 0 2 21 32
inferior al teórico.
(4,3 %)
(1 %) (3,5 %) (5,4 %)
Tabla 2.19b. Inspección general de las medidas de qa con Tronchetto.
En conclusión, queda demostrado que puede utilizarse la calibración teórica bajo la forma
corregida de la ecuación 2.12 para las medidas de flujo de calor absorbido con aparatos de la
clase Tronchetti. Así se ha procedido en todos los análisis efectuados en esta Tesis y además se
han eliminado como es lógico las medidas negativas, forzando un valor nulo del flujo, ya que el
verdadero valor mínimo en carga es desconocido. Finalmente, la incertidumbre en los valores de
qa utilizando esta instrumentación se calcula (Ríos, 1977) como
σ = (T - T )
qa 1 2 2 2 2 2
σ + 2K σT
K
(2.13)
Donde σK es la incertidumbre en la constante de calibración, estimada en el análisis teórico
como ± 10 % ó ± 0,9 kW/m 2 . El valor máximo se da para condiciones de flujo máximo y vale
σqa = ± 71 , es decir, ± 12 % del rango en flujo de calor.
La inspección del valor absoluto de las temperaturas T1 y T2 se realiza a través de las
diferencias T1-T3 y T2-T3, con objeto de corregir las discrepancias en el valor de T3 respecto del
nominal de 350 °C. Los resultados ponen de manifiesto una debilidad del modelo que ya se
comentó al explicar su desarrollo. En efecto, aunque los valores medios están dentro del rango
teórico en su totalidad, para el peor de los casos el valor máximo llega a superar al teórico en el
45 % de las categorías con diferencias de hasta 18 °C. Aun considerando el error de posición de
las sondas, esto sugiere que el modelo sobrevalora el coeficiente convección interior hB; los
aparatos (y el tubo) llegan a estar en numerosas ocasiones ligeramente más calientes de lo
esperado.

En relación con esta cuestión, se ha estudiado la medida del flujo de calor qa mediante la
diferencia de temperaturas T1-T3 a partir de datos reales. 7 Para ello se ha calculado la constante
de calibración K'= qa/ (T1-T3). La comparación del valor continuo de K´ con el valor teórico
K'= 5,6846 kW/m 2 K se muestra con un ejemplo en la figura 2.29a. En primer lugar, se observa
que el valor experimental es menor que el teórico, en correspondencia con las estadísticas de
temperatura. Pero además, obsérvese como K' aumenta con el flujo de calor. Por otra parte, la
magnitud de la variación de K' con qa depende de la carga global de la unidad, siendo mucho
más suave a cargas parciales: en la gráfica, por ejemplo, compárese la variación en torno a las 5
h (215 MWe) vs. la variación en torno a las 15 h (carga plena). Estos efectos sólo pueden
deberse a que la convección con el agua-vapor varía mucho más acusadamente con el calor
absorbido de lo que predicen las correlaciones habituales, y el efecto no es local: el hecho de
que la sensibilidad dependa de la carga térmica global induce a pensar que existen alteraciones
del flujo de agua-vapor y su régimen de ebullición no tenidas en cuenta. Nótese que sin contar
con un modelo que incorpore la geometría real del medidor no puede calcularse el valor
experimental de hB con precisión y que un análisis más en profundidad requiere un modelo de la
circulación en las paredes de agua. En lo que respecta a la medida de qa, consideraremos tan
sólo que la variación máxima observada para la constante K' de todos los aparatos está en el
rango de 1 a 1,5 kW/m 2 K, lo que significa de un 25 a un 30 % del valor medio. Se concluye
pues que la medida a corto plazo basada en diferencias de temperatura metal - saturación es de
precisión bastante más limitada que el método que se ha empleado.
La figura 2.29b muestra los resultados durante todo el periodo de toma de datos para la
constante K´ del mismo medidor. Las cifras se han obtenido por correlación lineal con
intercepción nula (Draper & Smith, 1966) de todos los registros de datos de cada día a carga
(superior a 150 MW), fuegos y gas estables. La numeración de los días se corresponde con la
tabla 3.3. La gráfica refleja un promedio diario de la situación que acabamos de exponer. Pero
se observa además una clara variación a largo plazo del valor medio de K', que disminuye unos
0,5 kW/m 2 K para los días del segundo periodo de experimentos respecto a los días del primer
periodo. El resultado confirma la influencia a largo plazo de la suciedad de la superficie interior
para este aparato, aunque la magnitud de la diferencia no empeora tanto la precisión en la
medida de qa como las variaciones a corto plazo. Recíprocamente, queda también demostrada
la utilidad de la medida T1-T3 para detectar la condición de la superficie interior (CISE, 1986a).
Sin embargo es necesaria una nota de precaución. De los cuatro aparatos estudiados, dos se
ajustan a este comportamiento (TO-CC2 y TO-AC1) y en los otros dos casos no se observa
una variación estacional clara (TO-VC4 y TO-EB5). La causa podría estar en distintos ritmos de
7 No presentamos la comparación entre la temperatura T3 medida con los sensores y la presión de saturación,
que indica hasta que punto T3 mide la temperatura "bulk" del fluido. La correlación es altamente satisfactoria
en todos los casos, lo que confirma nuestras conclusiones teóricas y las de otros (CISE, 1988; Neal et al,
1980b, 1982).

deposición interior, pero nada puede afirmarse sin más datos. De cualquier modo, nótese que la
detección del depósito interior debe basarse en datos promedio durante largos periodos de
operación, al menos si existe fusión de escorias y, por tanto, fuertes variaciones del flujo de calor
en cortos intervalos de tiempo.
Medida del flujo de calor absorbido con aparatos tipo Fluxtube y
Fluxdome.
Aceptando la calibración y datos de los diseñadores y fabricante (Land, 1988a, b, 1989a,
b; Neal et al., 1980b, 1982; Clay & Davidson, 1987), el cálculo de la incertidumbre se resume
en la siguiente tabla según tipos de aparato y adquisición.
APARATO TIPO σe, mV σΔe, mV K media,
kW/m2mV σK, %
(kW/m2mV) σqa máx., kW/m2 (% sobre rango)
Fluxtube a prueba ± 0, 26 ± 0,37 110 ± 5 (± 5,5) ± 51 (± 8)
Fluxdome a prueba ± 0,20 ± 0,28 188 ± 10 (± 19) ± 80 (± 13)
Fluxtube ± 0,31 100 ± 5 (± 5) ± 43 (± 7)
Fluxdome ± 0,25 167 ± 10 (± 17) ± 73 (± 12)
Tabla 2.20. Estimación de la incertidumbre de los aparatos Land.
Se ha seguido el mismo método y fuentes de información que para las medidas con
Tronchetto. La menor incertidumbre para los Fluxtubes resulta de admitir mayor precisión en la
constante de calibración.
Examinaremos las medidas de los ocho aparatos de prueba, cuya estadística general en
kW/m 2 según la calibración del fabricante se presenta en la tabla 2.21a. Con objeto de
compararlos con el comportamiento de los Tronchetti, se han tomado como referencia los
valores máximo y mínimo teóricos.
Análogamente al caso anterior, el error de cero que se advierte no se debe a medida
incorrecta, pues entra dentro de la incertidumbre experimental, que en esta ocasión está estimada
con los mejores supuestos según la tabla 2.20. De nuevo las medidas indican que se está
llegando a flujos de calor menores que los previstos. Sin embargo, hay que notar que el error de
cero es mayor que para los instrumentos CISE y, además, bastante más frecuente (37 categorías
pertenecientes a todo el espectro de datos frente a 4 en el segundo periodo). Se pone de
manifiesto una característica propia de la instrumentación Land utilizada: proporciona medida
negativa en situaciones de bajo flujo de calor. Este hecho fue observado repetidamente en
operación y durante las paradas frías de la unidad. Asimismo, se comprobó por medida eléctrica
en campo que no se trata de un efecto de la linea de transmisión. Una comparación de aparatos
próximos de distinta clase, así como una inspección de niveles generales muestra que los

aparatos Land trabajan con una caída de temperaturas del orden del 85 % del gradiente en los
Tronchetti bajo las mismas condiciones; es decir, poseen mayor resistencia térmica, lo que puede
inferirse también de los distintos diseños. Esta diferencia de concepto unida a la menor precisión
de las sondas explica el comportamiento extraño. Señalemos que esto no representa ninguna
desventaja dada la alta incertidumbre de este tipo de medidas.
qa (s/. fabricante) SENSOR FT-FB1 FT-EC2 FT-FB3 FT-EA4 FT-VB5
Nº DE PERIODOS TRATADOS 594
Mínimo, kW/m2 (Valor teórico: 24,4) -12,58 0.00 -14,53 -15,70 -2,24
Valor medio, kW/m2 85,86 107,69 93,23 65,66 155,61
Máximo, kW/m2 (Valor teórico: 494,6) 375,38 566,50 462,75 430,47 343,03
Número de periodos en que el máximo
supera al teórico
1 3 0
Número de periodos en que el valor
medio supera al máximo teórico.
0
Número de periodos en que el valor 145 6 149 217 24
medio es inferior al mínimo teórico.
Número de periodos en que el mínimo es
inferior al teórico.
(24 %)
246
(41 %)
(1 %)
27
(4,5 %)
(25 %)
263
(44 %)
(37 %)
319
(54 %)
(4 %)
39
(6,6 %)
Tabla 2.21a. Inspección general de las medidas de qa con Fluxtube (aparatos a ensayo).
Calibración según fabricante.
qa (s/. fabricante) SENSOR FD-EB1 FD-DC2 FD-FC3
Nº DE PERIODOS TRATADOS 594 568 594
Mínimo, kW/m2 (Valor teórico: 24,4) -10,15 - 8,12 -7,54
Valor medio, kW/m2 133, 05 96,41 75,09
Máximo, kW/m2 (Valor teórico: 494,6) 476,79 511,29 454,50
Número de periodos en que el máximo 0 4 0
supera al teórico
(0,7 %)
Número de periodos en que el valor
medio supera al máximo teórico.
0
Número de periodos en que el valor 48 76 98
medio es inferior al mínimo teórico.
Número de periodos en que el mínimo es
inferior al teórico.
(8,1 %)
105
(18 %)
(13 %)
201
(35 %)
(16 %)
202
(34 %)
Tabla 2.21a (continuación). Inspección general de las medidas de qa con Fluxdome (aparatos a
ensayo). Calibración según fabricante.
Si se comparan las estadísticas globales de las dos clases de aparatos empleados (tablas
2.19b y 2.21a) se nota una discrepancia más importante. En efecto los Fluxtubes y Fluxdomes
calibrados según el fabricante proporcionan una medida de flujo de calor notable y
sistemáticamente más baja que los Tronchetti calibrados según el modelo teórico, incluso cuando

se sitúan en el mismo punto de las paredes. Lo reflejado en la tabla es sólo el resumen de un
comportamiento experimental ampliamente observado. Conviene recalcar las implicaciones de
este hecho desde una perspectiva más general: es evidente que las medidas de flujo de calor
absorbido dependen del modelo de aparato que se usa, a pesar de que la variable medida es
nominalmente la misma
La variabilidad espacial del calor absorbido obliga en nuestro caso a tomar sólo en
consideración los aparatos TO-EC3 y FT-EC2, cuya situación virtualmente idéntica permite una
estimación rigurosa de las diferencias de calibración. La figura 2.30 es un ejemplo representativo
de las señales obtenidas durante el trabajo diario. A semejanza de lo informado por Anson et al.
(1988) las señales de instrumentos próximos siguen en general la misma tendencia 8 . En nuestro
caso, se observa adicionalmente una clara diferencia de nivel. Con valores máximos del gradiente
de calor incidente se obtiene según la teoría que la diferencia máxima debería estar en el orden
de los 20 kW/m 2 , lo que no explica la totalidad de la discrepancia, ni como es obvio el hecho de
que ésta sea sistemática. Como no puede asegurarse que la capa de depósitos sobre ambos
sensores es idéntica en ausencia de grandes diferencias, no es posible comparar todos los datos
adquiridos. Sólo existe certeza de que las condiciones exteriores son las mismas (despreciando
diferencias de irradiación) en el instante en que ambos aparatos están limpios. Estos instantes
vienen señalados en el registro continuo por picos característicos como los que se observan en la
figura 2.30. Así pues, el análisis pasa por la selección de estos picos de limpieza.
El método a seguir debe estar cuidadosamente diseñado, ya que la evolución de las señales
es de naturaleza cambiante y aleatoria. De la totalidad de las dos series de datos
correspondientes a los dos aparatos y calibraciones se seleccionan aquellos valores instantáneos
que cumplen todas estas condiciones:
medidor.
1) Se dan en un periodo a carga (nominal y parciales), fuegos y gas estables.
2) Son un pico característico y simultáneo de ambas medidas.
3) Existe registro de soplado en la zona y
4) Los valores alcanzan al menos el 80 % del máximo absoluto del periodo para cada
De los cincuenta días examinados se extrajo un total de 112 valores, con sólo 14
ocurrencias desechadas por dudosas en lo que respecta al segundo criterio. El conjunto de
puntos esta representado en la figura 2.31a. Los datos pertenecen a un amplio rango de valores
puesto que fueron obtenidos a diversas cargas de la unidad. La gráfica es una evidencia definitiva
8 Y también como informa Anson, existen alteraciones, como la que se observa en el gráfico entre las 6:30 y
las 7 h. La cuestión de la representatividad de la medida local será objeto de consideración en el Capítulo 4.

de la existencia de un error sistemático en la constante de calibración. Nótese por otra parte que
la tendencia demuestra dos supuestos hasta ahora implícitos: la extrapolación del rango teórico
(494,6 kW/m 2 ) para los Tronchetti y la validez de las medidas tras limpieza en carga.
Con el propósito de delimitar la magnitud del error, los valores deben someterse a posterior
análisis. En primer lugar, es preciso determinar la bondad de los datos, dado que en definitiva
nada asegura que ambos instrumentos estén en las mismas condiciones externas. Definiendo la
variable r = qa(TO-EC3)/qa (FT-EC2) la muestra así construida pasa el test χ 2 de adherencia a
una distribución normal (Ríos, 1977). Los tests de puntos aberrantes (Ríos, 1977; Hamilton,
1990) eliminan dos puntos extremos. Los 110 valores restantes de r están representados en la
figura 2.31b.
De acuerdo con el tratamiento estadístico, nada induce a pensar que la distribución en torno
a un valor medio de r= 1,206 no es aleatoria. Las lineas discontinuas del dibujo muestran los
limites de incertidumbre experimental para r (calculada de acuerdo con la estimación de σq de
ambas clases de sensores). El límite inferior del intervalo se sitúa justamente en un entorno del
valor 1,0, que queda incluido en 72 ocasiones, es decir en el 65 % de los casos. Por lo tanto, la
incertidumbre experimental explica sólo marginalmente las diferencias, aunque tampoco puede
afirmarse que uno de los procedimientos de calibración sea decididamente incorrecto.
Puesto que las discrepancias son sistemáticas y, como prueba la estadística general, afectan
a toda la instrumentación, es necesario no obstante corregir la calibración con el objeto de
homogeneizar las medidas de la red. De esta forma, y con el criterio de referir todos los datos a
las condiciones dadas por la teoría y la instrumentación más conocida, se ha corregido la
calibración de los aparatos Land multiplicando la calibración de fábrica por el valor medio de r
antes calculado. La corrección se corresponde con lo sugerido por la figura 2.31a. Nótese que
se está suponiendo que las medidas del sensor tipo Fluxtube son coherentes con las del sensor
tipo Fluxdome (Neal et al., 1981b). Esta hipótesis es razonable y no hay evidencia experimental
en su contra. La medida del flujo de calor mediante Fluxtubes y Fluxdomes es según nuestro
análisis un 20 % (sobre el valor instantáneo) superior a la recomendada. Como se acaba de ver,
esto entra marginalmente dentro de los límites de error, pero también hay que concluir que la
incertidumbre en la medida con Fluxtube no es obviamente tan baja como la inicialmente
estimada: en adelante se aceptará más bien un ± 10 % para la constante de calibración. La
estadística global corregida se presenta en la tabla 2.21b. Aclaremos que se le ha dado al error
de cero el mismo tratamiento que se explicó para los sensores CISE.

qa (corregido) SENSOR FT-FB1 FT-EC2 FT-FB3 FT-EA4 FT-VB5
Nº DE PERIODOS TRATADOS 594
Mínimo, kW/m2 (Valor teórico: 24,4) 0,0
Valor medio, kW/m2 104,6 129,9 112,5 82,1 187,7
Máximo, kW/m2 (Valor teórico: 494,6) 452,7 683,4 558,2 519,3 413,8
Número de periodos en que el máximo
supera al teórico
Número de periodos en que el valor
medio supera al máximo teórico.
Número de periodos en que el valor
medio es inferior al mínimo teórico.
Número de periodos en que el mínimo es
inferior al teórico.
0 75
(13 %)
135
(23 %)
232
(39 %)
5
(0,8 %)
17
(2,9 %)
4
(0,7 %)
0
127
(21 %)
239
(40 %)
3
(0,5 %)
201
(34 %)
307
(52 %)
0
21
(3,5 %)
35
(5,9 %)
Tabla 2.21b Inspección general de las medidas de qa con Fluxtube (aparatos a ensayo).
Calibración corregida.
qa (corregido) SENSOR FD-EB1 FD-DC2 FD-FC3
Nº DE PERIODOS TRATADOS 594 568 594
Mínimo, kW/m2 (Valor teórico: 24,4) 0,0
Valor medio, kW/m2 160,5 116,7 90,6
Máximo, kW/m2 (Valor teórico: 494,6) 575,2 616,8 548,3
Número de periodos en que el máximo
supera al teórico
Número de periodos en que el valor
medio supera al máximo teórico.
Número de periodos en que el valor
medio es inferior al mínimo teórico.
Número de periodos en que el mínimo es
inferior al teórico.
6
(1 %)
40
(6,7 %)
80
(13 %)
32
(5,6 %)
0
68
(12 %)
162
(29 %)
6
(1 %)
73
(12 %)
173
(29 %)
Tabla 2.21b (continuación). Inspección general de las medidas de qa con Fluxdome (aparatos a
ensayo). Calibración corregida.
Las medidas de la red quedan homogeneizadas como se observa al comparar valores
medios y máximos de ambos modelos de instrumentos sensores. Sin embargo, el
comportamiento no es totalmente equivalente. Existe mayor número de periodos estables en que
el valor que toman los aparatos Land queda por debajo del mínimo teórico: hasta un 52 % de
ocasiones frente a un 5,4 % para los Tronchetti. Sin entrar todavía en diferencias debidas a la
posición de los detectores, es claro que los Fluxtubes y Fluxdomes no se comportan totalmente
según las previsiones teóricas, incluso una vez corregida la calibración. Las tablas resumen y
confirman las tendencias observadas día a día. Considérese por ejemplo la figura 2.32, que
muestra un perfil típico de los dos aparatos situados en la misma posición. A pesar de que sus
valores máximos coinciden, ambas señales difieren tanto en la respuesta dinámica como en el

valor de saturación, circunstancia esta última que causa las diferencias en la estadística global. La
mayor tendencia al error de cero antes comentada es también otra consecuencia de ello. Hay
que reconocer que existen particularidades de la instrumentación Land que no han sido tenidas
en cuenta en las correcciones. Los aparatos tienden a saturarse en un valor demasiado bajo de
flujo de calor y posiblemente (dada la variabilidad del fenómeno nada puede afirmarse
categóricamente) la respuesta transitoria al lento proceso de deposición es distinta a la de los
aparatos Tronchetti.
Por brevedad se omiten las estadísticas generales de los 40 aparatos con que se completó la
red, que presentan todas y cada una de las particularidades explicadas para los 13 primeros y
que no aportan por tanto ninguna observación adicional a los resultados obtenidos a este nivel. El
tratamiento de los datos de flujo de calor absorbido se resume en la tabla 2.22.
Resumen del tratamiento de datos
APARATO TIPO CALIBRACION INCERTIDUMBRE
MAXIMA ESTIMADA,
kW/m2 (% sobre rango)
Tronchetto
qa =
k
r
(T - T )
1 2
1
re ln
r2
con k= 37,973 W/m.K según teoría y
re, r1, r2 s/. fabricante (CISE, 1988)
± 71 (± 12)
Fluxtube a ensayo qa= r K(ee -ei )
con r= 1,206 según teoría y K según
± 73 (± 12)
Fluxdome a ensayo fabricante (Land, 1988a, 1989a) ± 80 (± 13)
Fluxtube qa= r KΔe
con r= 1,206 según teoría y K según
± 68 (± 11)
Fluxdome fabricante (Land, 1988b, 1989b) ± 73 (± 12)
Tabla 2.22. Tratamiento de las medidas de flujo de calor.
Comparación de la medida directa con el balance al circuito de
agua-vapor.
La comparación de la medida directa mediante sensores de flujo de calor absorbido con el
cierre de balance al circuito evaporador es en definitiva el mejor método de validación
experimental. Por motivos de metodología, el detalle de este estudio se lleva a cabo en el
apartado 4.1. Los cálculos integrales y de balance se describen en la sección 3.5. La figura 4.3
resume la estadística general que sirve de base a la comparación. En lo que respecta a los
métodos de medida directa, los datos muestran que en efecto los sensores responden a las
condiciones de limpieza en el interior de la cámara y por tanto pueden usarse como indicación

fiable. El valor máximo alcanzado justifica cualitativamente el aumento en la constante de
calibración de los aparatos Land, pues de otra manera se obtendría una cifra global claramente
infravalorada. La integral de todas las medidas locales no muestra acusados cambios de
pendiente al cambiar el grado de suciedad, lo que sugiere que el efecto de la geometría de la
escoria se diluye en una aplicación real. Ello supone pues una calibración empírica, permitiendo
en principio calcular el calor absorbido por el fluido dentro de los límites de incertidumbre
experimental. Sin embargo, la comparación pone también de manifiesto que los valores
obtenidos por la red en condiciones de gran acumulación de depósitos son inferiores a lo que
cabría esperar según cálculos de balance. Hay que concluir pues que con grandes espesores de
depósito, la instrumentación utilizada infravalora posiblemente el flujo de calor absorbido. Sin
más datos no puede estimarse la magnitud de este error, pero obsérvese que la medida continua
siendo útil en términos relativos. Teniendo en cuenta las anomalías observadas en la saturación de
los aparatos Land, figura 2.32, es posible que el efecto esté restringido a estos modelos de
sensor.
2.6 CONCLUSIONES.
Como paso previo obligado al análisis del problema de la fusión de escorias, se ha examinado
extensamente la teoría y práctica de la medida del flujo de calor absorbido en las paredes de
agua de las calderas de potencia. Se ha construido un modelo teórico por elementos finitos de un
sensor genérico, obteniendo así una predicción del comportamiento en situaciones de alta
irradiación y gran acumulación de escoria, circunstancia esta última imposible de controlar en
ensayo real y no considerada teóricamente con anterioridad. Sus resultados se han contrastado
con las medidas de una red de sensores que funciona en una instalación real, cuya disposición
puede verse en la figura 2.29. La red incluye tres tipos distintos de aparatos, habiéndose
comparado por primera vez la diferente respuesta de diferentes conceptos de sensor. A partir
del estudio pueden establecerse las siguientes conclusiones.
1 Según se había informado anteriormente (v. p. ej. Neal et al, 1908b), medir el flujo de calor
absorbido en la corona del tubo es un método efectivo para detectar la presencia de depósitos.
Como se vio en el desarrollo teórico, incluso pequeños espesores hacen notar fuertemente su
influencia, por lo que la detección es precoz y de alta sensibilidad. Los datos experimentales
prueban asimismo esta afirmación, encontrándose además que el proceso de deposición varía
fuertemente en el tiempo y el espacio, lo que justifica una red de instrumentos funcionando en
continuo. Así pues, el estudio de niveles absolutos y evolución de esta variable pueden servir
convenientemente al diagnóstico de la fusión de escorias en una cámara de combustión.
2 El modelo numérico muestra que la medida convencional (flujo de calor absorbido en la
corona qa) es en principio sólo una indicación relativa del efecto final de la transferencia (calor
absorbido por el fluido Qa). La conclusión parece obvia si consideramos que la geometría de la
escoria entre los tubos afectará más al flujo de calor promedio que al flujo de calor en el punto
más caliente: la medida convencional sólo informa del espesor depositado sobre la corona. Sin
embargo, la forma real de los depósitos (que, como debe recordarse, es desconocida) minimiza
este efecto si se considera la integral sobre toda el área instrumentada. Así lo establecen las
claras tendencias observadas en la comparación de la medida con el cierre del balance, figura
4.3. Esta comparación es también una validación general de los métodos convencionales, pues

significa que el comportamiento espacialmente variable de los sensores en las paredes guarda en
su conjunto una relación directa con la absorción total del hogar.
3 Sin embargo, la instrumentación utilizada infravalora el flujo de calor absorbido en
condiciones de gran deposición, como muestran los niveles mínimos alcanzados por la potencia
integrada a toda la red, tabla 4.1. La anomalía no es predicha por la simulación teórica y se debe
posiblemente a características no modelizadas de los sensores de gradiente controlado. Con una
red de cobertura parcial y sin modelo de comportamiento no es posible esclarecer este punto.
Debe concluirse que, si bien los valores de flujo de calor medidos pueden utilizarse para calcular
variaciones de los parámetros globales de la caldera y son un indicador fiable de la respuesta
local, una descripción completa del funcionamiento térmico en lo que respecta al problema de los
depósitos sigue precisando de datos de balance.
4 En cualquier caso, la comparación de instrumentos nominalmente equivalentes pero de
diferente diseño revela el carácter relativo con que debe entenderse la medida del flujo de calor
absorbido. La incertidumbre máxima se estima en torno a ±15 % del alcance, cifra elevada pero
no inusual en medidas industriales. Aun teniendo esto en cuenta, las diferencias en los valores
obtenidos en condiciones limpias según fabricante y calibración se mueven al filo de este
intervalo. Es precisa una homogeneización, sin que por ello los procedimientos de calibración
puedan considerarse incorrectos. La homogeneización es necesaria pero naturalmente no reduce
la incertidumbre; es obvio que, dada la naturaleza del problema, puede ganarse aproximación
pero no precisión ni por la vía teórica ni por la experimental.
5 Finalmente, hay que mencionar las conclusiones derivadas del propio método de análisis que,
aunque no afectan a la cuestión objeto de esta tesis, son interesantes desde una perspectiva
general. En los estudios desarrollados se observa como el diseño óptimo del instrumento
medidor del flujo de calor debe ser diferente para casos de tubo con poco depósito y con gran
acumulación: la magnitud medida cambia de significado, se invalidan ciertos métodos y es
conveniente considerar otros nuevos dependiendo de las condiciones exteriores. Por ejemplo, un
medidor basado en diferencias de temperatura metal-saturación implica una mayor incertidumbre
en casos de escorificación severa que los modelos de gradiente en el tubo. Igualmente, el diseño
y el tratamiento de datos han de cambiar en función del efecto a medir, como por ejemplo sería
el caso si se quisieran detectar el depósito o la limpieza internos al tubo en lugar de la
escorificación. Por lo tanto, el diseño térmico de esta instrumentación no sólo ha de incorporar
las condiciones reales de funcionamiento sino que además es a su vez función del problema bajo
estudio. A diferencia de lo que sugieren los suministradores, un medidor diseñado para un
objetivo determinado no es necesariamente el mejor modelo posible para otras aplicaciones. Un
primer análisis de posibilidades concretas ya se dio en secciones anteriores; este camino de
investigación se deja abierto una vez cerradas todas las cuestiones en torno a la medida en casos
de fusión de escorias.
CAPITULO 3: METODOS DE ANALISIS
Si además de un diagnóstico general y específico del problema de la fusión de escorias se
desea un análisis de soluciones de operación, no podemos limitarnos a medidas puntuales sobre
el funcionamiento de la caldera. Esto es así por muchas razones. En primer lugar, las condiciones
de funcionamiento de este tipo de unidades (como régimen de cargas y características del
carbón, por citar las dos principales) son muy variables. Como hemos introducido en capítulos

anteriores, la respuesta de los depósitos en el hogar es todavía más variable, y depende además
de la historia térmica pasada de la cámara de combustión.
En segundo lugar, la modelización teórica o teórico-empírica de calderas de potencia de
carbón pulverizado sólo ha sido desarrollada con éxito por grandes instituciones o compañías
fabricantes, que son las que acumulan el conocimiento y resultados experimentales suficientes 9 .
En consecuencia, no es posible una aplicación rigurosa de modelos de transferencia para explicar
al comportamiento térmico de la caldera, sobre todo si nos centramos en las perturbaciones de la
transmisión de calor debidas a la escorificación. Así pues, los métodos de análisis disponibles se
limitan casi exclusivamente a la observación experimental de tendencias sólo explicables
cuantitativamente a posteriori. En relación con esto, hay que hacer notar que la caldera es un
sistema complejo, por lo que su respuesta térmica está sujeta a numerosas influencias que a
menudo resulta difícil aislar o identificar adecuadamente.
De este conjunto de factores surge la conveniencia de adquirir variables de forma continua
y en el mayor número posible dentro de lo razonable. Debemos proceder por comparación de
situaciones y por ello es necesario trabajar sobre un registro histórico completo del
funcionamiento de la instalación. 10 Este método tiene la ventaja de basarse en datos brutos no
sometidos a ningún tipo de filtro, pero consecuentemente su elaboración es más complicada.
Como es obvio, no puede esperarse de una instrumentación funcionando continuamente en
planta la fiabilidad de un laboratorio experimental dedicado. Así, será preciso cuidar el proceso
de adquisición, la detección de fallos y la estimación de la incertidumbre en los datos, en especial
si por conveniencia se sigue la práctica de compartir las medidas habitualmente disponibles en la
instalación. En lo que respecta al comportamiento térmico global de la caldera, se perderá
precisión respecto de una prueba de rendimiento, a cambio de la mayor aproximación que
supone contar con más elementos de juicio.
Pero además, un registro aislado de una tendencia experimental (confirmada en cierto grado
por la teoría o inesperada por completo) no basta para llegar a conclusiones. A las
observaciones individuales hay que añadir la estadística, que cuantificará en qué medida la
tendencia es general y eliminará factores subjetivos. En este sentido, consideramos necesario el
siguiente criterio: una conclusión no es firme si no viene apoyada por el examen estadístico
9 Por ejemplo, se refiere al lector a diversas publicaciones de la Babcock & Wilcox Co., (B&W, 1978; Heil et
al., 1981; LaRue et al., 1986), la Combustion Engineering Inc. (CE, 1984; Singer, 1981), el EPRI (Levy et al.,
1984), la CEGB (Godridge & Morns, 1981; Mobsby, 1981) y a la normativa soviética (Blokh, 1988; Lokshin et
al., 1988).
10 Por otro lado, es preciso señalar que la toma de datos en continuo con fines de análisis se combina con una
ventaja adicional. Las señales pueden procesarse en tiempo real y utilizarse como guía directa a la hora de
ensayar estrategias de operación contra la fusión de escorias. El sistema diseñado para la central térmica
Teruel es descrito por Cortés et al. (1989). Anson (1988), revisa desde un punto de vista general la utilidad de
tales sistemas como medio de información al operador.

de la totalidad de los datos. Ahora bien, la estadística no puede aplicarse directamente a todo
el censo. Por ejemplo, es obvio que el promedio de todos los valores registrados del caudal en el
circuito evaporador carece de significado si la unidad trabaja a carga variable y si además se
incluyen los periodos transitorios. No obstante, esta señal puede ser una buena medida de la
escorificación. Se precisa pues clasificar los datos en categorías, esto es, periodos con
condiciones estables y conocidas de operación, de forma que los valores puedan compararse e
identificarse las relaciones causa-efecto. Paralelamente, también es necesario ordenar la
información, y en este aspecto, la teoría básica sirve de ayuda; considérese como ejemplo un
balance de energía y los datos de presión, temperatura y caudal del circuito agua-vapor: es
evidente que la cantidad de información es igual pero el cierre del balance ha aumentado la
calidad.
Finalmente, hay que hacer notar que las posibilidades y limitaciones que hemos expuesto se
refieren a las variables de proceso que pueden medirse directamente. En calderas de carbón
pulverizado resulta imposible conocer el valor instantáneo de muchos otros parámetros y es
preciso manejar observaciones y datos no automáticos, de los cuales el más importante es
precisamente la calidad del carbón quemado.
Dada la complejidad del problema y su entorno, todos estos métodos de análisis han de
desarrollarse según criterios especiales que en ocasiones son aplicables a sistemas térmicos en
general y a veces responden a las características particulares del problema de la fusión de
escorias en calderas de potencia. Por las mismas razones, no es posible diseñar un tratamiento
perfecto, sobre todo si se tiene en cuenta que la complicación del esquema debe mantenerse en
un nivel razonable: hay que diseñar también criterios de aproximación. En cualquier caso, es
imprescindible una descripción completa del camino que va de las medidas en bruto a los
resultados antes de discutir estos últimos. Ello constituye el objeto del presente capítulo.
3.1 ADQUISICION DE DATOS.
Como ya se vio en el capitulo 2, para diagnosticar los efectos de la fusión de escorias sobre
el comportamiento térmico de la caldera en su conjunto se necesitan más datos además de los
valores de flujo de calor absorbido en las superficies del hogar. Las medidas usualmente
disponibles en un generador de vapor de potencia moderno pueden satisfacer esta necesidad.
Dados los requerimientos de su sistema de control, existen sensores y transmisión remota para
gran parte de las variables del proceso. Sin olvidar los aspectos de precisión y completitud que
luego trataremos, será posible por tanto aproximar el estado de la unidad mediante la
instrumentación ya instalada. El primer objetivo es especificar las medidas necesarias, en qué
condiciones se tomarán y en qué instantes de tiempo.

Procedimiento y criterios de adquisición.
Puesto que los métodos de análisis son empíricos, cabe preguntarse primeramente qué
medidas de entre todas las disponibles hay que recuperar. Lógicamente, ello depende del
alcance del estudio que se quiera llevar a cabo. Si, como suele suceder, la mayor parte de las
señales se refieren a la caldera, un criterio puede consistir en la recuperación indiscriminada de
todos los datos de planta. La fracción de información "inútil" es relativamente pequeña y de esta
forma se tiene la seguridad de incluir a priori todas las posibilidades. Realizando por contra una
selección previa, se corre el riesgo de eliminar magnitudes que luego pueden resultar de utilidad,
por motivos de redundancia, por ampliación de objetivos o al refinar el estudio de tendencias. En
nuestro caso, el índice se muestra en la tabla 3.1, junto con el área general de análisis en que se
ha usado cada variable. Sobre un total de 184 posiciones ocupadas, sólo 23 no se utilizaron. No
obstante, en general será preciso desarrollar criterios de selección. El seguimiento de los efectos
térmicos de la fusión de escorias necesitará de todas las medidas que permitan cerrar el balance
de energía del generador de vapor, además de aquellas que expresen los parámetros de
operación. El nivel de detalle deseado en el análisis energético (Lozano, 1987) y los modos de
operación habituales o por ensayar dictarán entonces los datos que es preciso tener en cuenta.
Replanteando el uso de medidas de planta, es preciso notar que éstas proporcionan
habitualmente una cobertura muy amplia. Duplicarla con sensores sometidos a un control más
estricto resultaría muy costoso, por lo que la instrumentación ya existente representa una ventaja
en este sentido. Sin embargo, la completitud es matizable. Por ejemplo, es inusual contar con
todas las medidas de temperatura en el circuito de gases que sería deseable. Igualmente, faltarán
la potencia de accionamiento de determinados auxiliares, las medidas de presión y temperatura
en algunos puntos intermedios del circuito, el caudal de ciertos flujos secundarios o (como por
otra parte es prácticamente inevitable) las características y el consumo del carbón quemado a
cada instante. Ello implica que al fijar el grado de resolución y las aproximaciones admisibles, el
análisis posterior debe adaptarse a la información disponible. El proceso inverso también puede
darse, lo que de nuevo depende fundamentalmente del costo. Muchas medidas adicionales son
deseables en abstracto, pero hay que justificar su necesidad en términos de mejora del análisis.
Así por ejemplo, aunque tanto la temperatura de gases a la salida del economizador como el
caudal de agua de purgas aumentarán la calidad de un balance térmico, es evidente que la
primera de estas medidas puede estar justificada (Heil, 1981), mientras que la precisión ganada
con la segunda dificilmente equilibrará el coste añadido. Estos aspectos se discutirán a lo largo
del capítulo.
Una vez determinadas las magnitudes a recuperar y puesto que es preciso hacerlo de forma
continua, el método debe utilizar un sistema de adquisición de datos (SAD) en el que estén
disponibles las variables de proceso y las señales de los detectores de flujo de calor absorbido

más cualquier otro instrumento adicional. Para recuperar ambos tipos de información deben
diseñarse los programas necesarios, con el fin de que funcionen de continuo con un intervalo de
muestreo dado. Los datos almacenados durante largos periodos de tiempo en condiciones de
operación libres y controladas permitirán el posterior análisis de los comportamientos
experimentales.
La figura 3.1 representa esquemáticamente el SAD utilizado en nuestro estudio. Se trata de
un sistema de adquisición convencional construido en torno a un miniordenador de uso genérico
(SAC, 1986). En esta clase de aplicaciones existen fundamentalmente tres tipos de señales a
tratar. La mayor parte de los sensores se transmiten mediante señal eléctrica analógica (en lazo
de corriente, tensión o tensión amplificada). Otros son contadores, cuyos impulsos llegan
directamente al sistema. Finalmente están las señales lógicas, que en este caso representan el
estado (reposo o actividad) de los sopladores de la caldera. Estas señales son la combinación
del estado mecánico "caña del soplador insertada/retirada" y el estado "caudal de vapor a grupo
de sopladores circulando/cero". El barrido se realiza cada 5-8 segundos, depositándose en una
área de memoria compartida los tres tipos de magnitudes elaborados por el sistema: valor de las
variables de sensor analógico en unidades eléctricas o "de ingeniería" (el tratamiento incluye
compensación de la unión fría de los termopares), número de impulsos de cada contador y
estado de cada soplador.
analógicas
contadores
lógicas
A D
SAD
HW SW
AREA COMPARTIDA
valor en unidades
número de impulsos
estado lógico
Figura 3.1. Esquema del sistema de adquisición de datos.
El tiempo de muestreo debe elegirse de forma que se satisfagan varios criterios opuestos
entre sí. En primer término, si se quiere usar la propia toma de datos como guía a las
observaciones y ensayos de operación, el intervalo tendrá que estar en el rango de pocos
minutos. En segundo lugar, la cantidad de información que puede manejarse eficazmente impone
un límite práctico. Por otro lado, puesto que algunas señales son flujos de contadores discretos,
el máximo error aceptable determina un valor mínimo concreto. Y finalmente, alargar el periodo
reduce el ruido en las señales analógicas promediadas. Dependiendo de las circunstancias
particulares, el compromiso puede establecerse en uno u otro sentido. En nuestro caso, se tomó
como criterio el del error debido a los contadores, tendiendo conservadoramente a reducir en lo
posible el intervalo de muestreo. Los flujos de error máximo son los calculados a partir del

desplazamiento de los alimentadores volumétricos, ya que su factor de calibración es el mayor.
Para mantener su incertidumbre en torno al 5 % del rango (v. tabla 3.6), el límite es dos minutos,
y éste fue el valor escogido.
La forma de adquisición de cada señal dependerá de su naturaleza:
- Los contadores que expresan variables de planta se utilizan como es lógico con fines de
contabilidad técnica o económica. Así por ejemplo, existe un contador que acumula a cada
momento la energía eléctrica bruta producida. Para que este tipo de información sirva de utilidad
a nuestro análisis, es preciso calcular su flujo, es decir, aproximar el valor de la derivada durante
la duración del muestreo. En el ejemplo, el resultado sería una estimación de la potencia eléctrica
bruta instantánea.
- Con el fin de reducir la oscilación de alta frecuencia, las señales analógicas deben
promediarse en el lazo de toma. Puede plantearse la excepción de las medidas de flujo de calor,
en respuesta a dos criterios: 1) las señales presentan fuertes variaciones debidas a la limpieza en
carga (una evolución típica podría ser de 50 a 500 kW/m 2 para el flujo de calor en menos de
dos minutos), que de otra forma quedarían alisadas; y 2) si se quiere llevar a cabo el estudio de
esta instrumentación, será más conveniente almacenar los datos sin alterar. En nuestro caso, se
ha preferido trabajar con valores instantáneos. Nótese sin embargo, que con esta forma de
proceder, la precisión será en principio menor y el valor obtenido es más susceptible a fallos
puntuales.
- Dado que las variables lógicas significan soplador en actividad o parado, lo que realmente
ha de almacenarse es una codificación de todos los sopladores que estuvieron en actividad
durante el ciclo, es decir, la composición or de los valores instantáneos. Naturalmente, es preciso
diseñar un lazo de duración inferior al tiempo de actuación de los equipos.
El esquema general adoptado en nuestro estudio se muestra en la figura 3.2. El programa
de toma accede al área compartida de datos y renueva un archivo cíclico de acceso directo. La
clave de acceso es tal que se almacenan 720 registros correspondientes a un barrido cada dos
minutos durante las últimas 24 horas. El archivo suministra la información necesaria a los
programas del sistema en tiempo real (v. Anexo 2.), y tras grabarse el registro número 720
(correspondiente a las 23:58 horas), se activa un programa de copia, creándose un archivo
gemelo con los 720 registros correspondientes a un día. El conjunto de todos estos archivos
constituye la base de datos sobre la que se trabajará.

AREA COMPARTIDA
valor en unidades
número de impulsos
estado lógico
CALCULOS EN
TIEMPO DIFERIDO
PROGRAMAS EN
TIEMPO REAL
PROGRAMA
TOMAESC
ddmmmaa-d.dat
001 00:00
002 00:02
003 00:04
...
719 23:56
720 23:58
ESCORIAS.DAT
001 00:00
002 00:02
003 00:04
...
719 23:56
720 23:58
COPIA
DIARIA
Figura 3.2 Organización de la toma y tratamiento de datos.
El algoritmo simplificado de la adquisición de datos está representado en la figura 3.3. La
figura 3.4. esquematiza la naturaleza de las magnitudes registradas. El promedio de señales
analógicas y la composición de señales lógicas se realiza a partir de 23 muestras tomadas cada 5
segundos, dejándose 5 segundos finales para completar el ciclo de escritura. De las señales de
flujo de calor en las paredes de hogar se recupera el valor instantáneo de la muestra número 12.
El cálculo de los flujos de contadores aproxima la derivada por el cociente de incrementos y
reduce la incertidumbre a 0,5 impulsos. El tiempo asignado a cada registro es el tiempo en que se
toma la muestra central. Los pequeños desfases y retrasos en el ciclo son del orden de 1
segundo y no se consideran significativos.

Programa Tomaesc
Abrir_archivo (Escorias.dat)
Tomar (Tiempo_inicial)
Tomar (Contadores_final)
Marcha= verdad
Flag1= 1; Flag2= 0
Mientras que (Marcha):
Esperar a Flag1=1
Flag1= 0
Temporizar Flag1 a 2 minutos
Medias= 0
Códigos= 0
Para i= 1 hasta 23:
Temporizar Flag2 a 5 segundos
Medias= Medias +Tomar (Analógicas)
Si (i= 12) Entonces:
Instantáneas= Tomar (Analógicas)
Tiempo= Tomar (Tiempo)
Fin de Si
Códigos= Códigos ó Tomar (Lógicas)
Esperar a Flag2= 1
Flag2= 0
Fin de Para
Medias= Medias/23
Contadores_inicial= Contadores_final
Delta_t= Tomar (Tiempo) - Tiempo_inicial
Tomar (Tiempo_inicial)
Tomar (Contadores_final)
Flujos =(2*(Contadores_final - Contadores_inicial) +1)/2/Delta_t
Flujos= Flujos*Factores*3600
Calcular_registro (Tiempo)
Grabar en Escorias.dat Tiempo, Medias, Instantáneas,
Flujos y Códigos
Si (Registro= 720) Entonces: Lanzar_copia ; Fin de Si
Fin de Mientras que
Fin
Figura 3.3 Algoritmo simplificado del programa de toma de datos.

5´´
120´´ 120´´
5´´ 5´´
1 2 3 4 5 6 7 8 9 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 0 1 2 3 1 2 3 4 5 6 7 8 9 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 0 1 2 3
Contadores
Escritura
Medias
Lógicas
Instantáneas
Tiempo
Medias
Lógicas
Flujos Contadores
Escritura
Flujos
Figura 3.4. Esquema de la toma de datos.
Instantáneas
Tiempo
Contadores
Escritura
Respecto al significado y utilidad de los datos dada su forma de adquisición, es preciso
hacer por último algunos comentarios. Los procedimientos de toma de señales analógicas y flujos
de contadores llevan implícita la hipótesis de que estamos en estado estacionario y las variables
se mantienen en torno a un valor de régimen. En ese caso, al promediar las variables analógicas
nos aproximamos más a su verdadero valor reduciendo la incertidumbre (Ríos, 1977) y el flujo
medio coincidirá con la derivada instantánea de los contadores. Sin embargo, pasaremos por
situaciones transitorias. Al ocurrir un transitorio los valores obtenidos pueden resultar falseados
debido a la inercia propia del sensor (como es claramente el caso de los contadores) y, de todas
formas, el valor almacenado es un promedio alisado de la evolución temporal de la señal.
Aunque la situación es distinta, podemos seguir el trabajo de Marín (1986) y definir así
estado estacionario como aquel en el que todas las variables se mantienen en sus valores
habituales y las desviaciones son de pequeña magnitud, es decir del orden de la desviación típica.
Esta definición permitiría idealmente discriminar si una variable analógica se encuentra o no en
estado estacionario mediante un análisis de varianza de las muestras individuales. Sin embargo,
dada la complejidad del método y el hecho de que es preciso llevarlo a cabo en tiempo real,
puede considerarse irrealizable en la práctica. Por lo tanto, la toma ha de ser continua y la
identificación de los estados transitorios debe llevarse a cabo a posteriori, trabajando sobre los
valores almacenados, según se explica en la sección 3.4.
En lo que respecta al comportamiento de las señales de flujo de calor durante transitorios,
lo visto en el capítulo anterior indica que rigen los mismos criterios que para el resto de las
medidas. El significado de las señales lógicas (sopladores) es independiente del estado transitorio
o estacionario de la caldera.
Variables registradas y censo de datos.

La tabla 3.1 es un índice de las 210 posiciones de cada registro de datos. Cada posición es
un campo real de 4 bytes, incluyendo las codificaciones de sopladores. Estas deben convertirse a
enteros de 2 bytes (que codifican cada uno 16 sopladores) y decodificarse. La tabla indica el
tipo de cada señal y una referencia a la clase general de análisis con que está relacionada. Se
muestra asimismo el detalle de la codificación de sopladores en la tabla 3.1b. La localización
exacta de cada medida en caldera puede consultarse en el Anexo 1 para las variables de
proceso y sopladores y en la figura 2.27 para la red de instrumentos.
Como se pondrá de manifiesto al discutir la caracterización estadística de los valores de
flujo de calor, el periodo de tiempo durante el que deben recogerse estos datos es del orden de
varios meses. No obstante, ello depende de la severidad de la escorificación y del grado de
aproximación deseado. El estudio se divide en dos partes. Por un lado, el diagnóstico requiere
que se registren las variables en condiciones típicas de operación. Adicionalmente, esta
información sirve como referencia general para el estudio de estrategias. Este necesita por su
parte de condiciones controladas, como el régimen de cargas, la selección de quemadores y los
combustibles. Hay que decir que, naturalmente, las pruebas estarán supeditadas a condicionantes
de producción y consumo.
Los datos para nuestro estudio del fenómeno de la fusión de escorias se recogieron durante
dos periodos. El primero (de mediados de noviembre de 1988 a febrero de 1989) coincidió con
las pruebas del sistema y de la instrumentación de hogar, por lo que la secuencia no es continua.
Además, sólo 13 de los 53 medidores de flujo de calor habían sido instalados. No obstante, la
totalidad de los datos que se guardaron son correctos. El periodo de toma de datos propiamente
dicha va de mediados de febrero de 1990 a mediados de mayo del mismo año. Incluye ocho
semanas a carga base y con ensayo de maniobras en operación, según se detalla más adelante.
El censo de datos esta listado en la tabla 3.3. Cada archivo corresponde a un día, para el que se
señala el periodo o los periodos de tiempo durante los que estuvo en actividad la toma de datos.
Hay un total de 147 días (57 de la primera época y 90 de la segunda), de los cuales 92
contienen las 24 horas completas y 60 son consecutivos. Se incluyen paradas y arranques del
grupo, con dos días completos (24 y 25 de marzo de 1990) a caldera apagada. El total de
valores almacenados es en promedio de unos 70 x 10 3 para cada variable, lo que supone unos
15 x 10 6 datos.

Número y variable Tipo Análisis
001 PRESION VAPOR SALIDA SC FINAL, kgf/cm 2
002 PRESION VAPOR SALIDA SC PRIMARIO, kgf/cm 2
003 PRESION AGUA ENTRADA EC, kgf/cm 2
004 PRESION VAPOR ENTRADA RC, kgf/cm 2
005 PRESION IMPULSION TBAA, kgf/cm 2
006 P. VAPOR AUXILIAR, kgf/cm 2 Media Balance térmico
007 INTENSIDAD VTF A, A
008 INTENSIDAD VTF B, A
009 INTENSIDAD VAP A, A
010 INTENSIDAD VAP B, A
011 INTENSIDAD VTI A, A
012 INTENSIDAD VTI B, A
013 POSICION VACIA
014 POSICION VACIA
015 POSICION VACIA
016 TEMPERATURA AMBIENTE SECA, °C
017 PUNTO DE ROCIO, °C Media Balance térmico
018 VELOCIDAD DEL VIENTO, m/s
019 POSICION VACIA
020 POSICION VACIA
021 CAUDAL VAPOR SOBRECALENTADO, T/h
022 CAUDAL VAPOR RECALENTADO, T/h Balance térmico
023 CAUDAL AGUA ATEMPERACION SUPERIOR, T/h
024 CAUDAL AGUA ATEMPERACION INFERIOR, T/h
025 P. VAPOR SC ADMISION TURBINA, kgf/cm 2
026 PRESION CALDERIN, kgf/cm 2
027 PRESION VAPOR SALIDA RC, kgf/cm 2 Balance térmico
028 OXIGENO GASES SALIDA VTI, % base húmeda
029 PRESION ABSOLUTA CONDENSADOR, mm Hg
030 O2 SALIDA CALDERA LADO A, % base húmeda Varios
031 O2 SALIDA CALDERA LADO B, % base húmeda
032 P. DIFERENCIAL AIRE PA SEC. A, mm H20 Media
033 P. DIFERENCIAL AIRE PA SEC. B, mm H20
034 P. DIFERENCIAL AIRE PA PRIM. A, mm H20
035 P. DIFERENCIAL AIRE PA PRIM. B, mm H20
036 P. DIFERENCIAL GAS PA SEC. A, mm H20
037 P. DIFERENCIAL GAS PA SEC. B, mm H20
038 P. DIFERENCIAL GAS PA PRIM. A, mm H20
039 P. DIFERENCIAL GAS PA PRIM. B, mm H20
040 NUMERO DE MOLINOS EN SERVICIO Balance térmico
041 NIVEL TANQUE RESERVA CONDENSADO, m
042 CAUDAL CONDEN. ENT. DESGASIFICADOR, mm Hg
043 POSICION VACIA EXPLORADA

044 POSICION VACIA EXPLORADA
045 CAUDAL AIRE PRIMARIO A, T/h Balance térmico
Tabla 3.1. Indice de variables.

Número y variable Tipo Análisis
046 CAUDAL AIRE PRIMARIO B, T/h
047 CAUDAL AIRE SECUNDARIO A, T/h
048 CAUDAL AIRE SECUNDARIO B, T/h
049 POSICION CONTROL COMPUERTA RC A, % Media Balance térmico
050 POSICION CONTROL COMPUERTA RC B, %
051 POSICION CONTROL COMPUERTA SC A, %
052 POSICION CONTROL COMPUERTA SC B, %
053 POSICION VACIA
054 POSICION VACIA
055 POSICION VACIA
056 SEÑAL COMPENSACION No. 1, °C
057 Ta. GASES ENTRADA PA SEC. A, °C
058 Ta. GASES ENTRADA PA SEC. B, °C
059 Ta. GASES ENTRADA PA PRIM. A, °C
060 Ta. GASES ENTRADA PA PRIM. B, °C
061 Ta. GASES SALIDA PA SEC. A, °C
062 Ta. GASES SALIDA PA SEC. B, °C
063 Ta. GASES SALIDA PA PRIM. A, °C
064 Ta. GASES SALIDA PA PRIM. B, °C Balance térmico
065 Ta. AIRE ENTRADA PA SEC. A, °C
066 Ta. AIRE ENTRADA PA SEC. B, °C
067 Ta. AIRE ENTRADA PA PRIM. A, °C
068 Ta. AIRE ENTRADA PA PRIM. B, °C
069 Ta. AIRE SALIDA PA SEC. A, °C
070 Ta. AIRE SALIDA PA SEC. B, °C
071 Ta. AIRE SALIDA PA PRIM. A, °C
072 SEÑAL COMPENSACION No. 2, °C
073 Ta. AIRE SALIDA PA PRIM. B, °C Media Balance térmico
074 Ta. MEDIA CONDENSADOR, °C
075 Ta. MEDIA GAS SALIDA VTI, °C Balance térmico
076 Ta. MEDIA AIRE ENTRADA CAV, °C
077 Ta. VAPOR SALIDA SC FINAL, °C
078 Ta. VAPOR SALIDA SC INTERMEDIO IZDA., °C Balance térmico
079 Ta. VAPOR SALIDA SC INTERMEDIO DCHA., °C
080 Ta. VAPOR SALIDA SC PRIMARIO, °C
081 Ta. VAPOR SC ADMISION TURBINA, °C
082 Ta. VAPOR RC ADMISION TURBINA, °C
083 Ta. VAPOR ENTRADA RC, °C Balance térmico
084 Ta. VAPOR SALIDA RC, °C
085 Ta. AGUA SALIDA CALENTADOR 3, °C
086 Ta. AGUA ENT. ECONOMIZADOR, °C Balance térmico
087 Ta. AGUA SAL. ECONOMIZADOR, °C
088 SEÑAL COMPENSACION No. 3, °C
089 Ta. AGUA SALIDA TBAA, °C Balance térmico
090 Ta. POZO CALIENTE, °C

Tabla 3.1 Indice de variables (continuación).

Número y variable Tipo Análisis
091 Ta. AGUA CIRC. ENTRADA COND. DCHA., °C
092 Ta. AGUA CIRC. ENTRADA COND. IZDA., °C Media
093 Ta. AGUA CIRC. SALIDA COND. DCHA., °C
094 Ta. AGUA CIRC. SALIDA COND. IZDA., °C
095 POSICION VACIA
096 POSICION VACIA
097 POSICION VACIA
098 POSICION VACIA
099 POSICION VACIA
100 POSICION VACIA
101 SEÑAL COMPENSACION No. 4, °C
102 TRONCHETTO TO-AC1 T1, °C
103 TRONCHETTO TO-AC1 T2, °C
104 TRONCHETTO TO-AC1 T3, °C
105 TRONCHETTO TO-CC2 T1, °C
106 TRONCHETTO TO-CC2 T2, °C
107 TRONCHETTO TO-CC2 T3, °C
108 TRONCHETTO TO-EC3 T2, °C
109 TRONCHETTO TO-EC3 T1, °C Q abs. hogar
110 TRONCHETTO TO-EC3 T3, °C
111 TRONCHETTO TO-VC4 T1, °C
112 TRONCHETTO TO-VC4 T2, °C
113 TRONCHETTO TO-VC4 T3, °C
114 TRONCHETTO TO-EB5 T1, °C
115 TRONCHETTO TO-EB5 T2, °C
116 TRONCHETTO TO-EB5 T3, °C
117 SEÑAL COMPENSACION No. 5, °C
118 FLUXTUBE FT-FB1 TI, mV Instan.
119 FLUXTUBE FT-FB1 TE, mV
120 FLUXTUBE FT-EC2 TI, mV
121 FLUXTUBE FT-EC2 TE, mV
122 FLUXTUBE FT-FB3 TI, mV
123 FLUXTUBE FT-FB3 TE, mV
124 FLUXTUBE FT-EA4 TI, mV Q abs. hogar
125 FLUXTUBE FT-EA4 TE, mV
126 FLUXTUBE FT-VB5 TI, mV
127 FLUXTUBE FT-VB5 TE, mV
128 FLUXDOME FD-EB1 TE, mV
129 FLUXDOME FD-EB1 TI, mV
130 FLUXDOME FD-DC2 TE, mV
131 FLUXDOME FD-DC2 TI, mV
132 POSICION VACIA EXPLORADA
133 SEÑAL COMPENSACION No. 6, °C
134 FLUXDOME FD-FC3 TE, mV Q abs. hogar
135 FLUXDOME FD-FC3 TI, mV

Tabla 3.1. Indice de variables (continuación).

Número y variable Tipo Análisis
136 FLUXDOME FD-A1, kW/m 2
137 FLUXTUBE FT-A2, kW/m 2
138 FLUXDOME FD-A3, kW/m 2
139 FLUXDOME FD-A4, kW/m 2
140 FLUXDOME FD-B1, kW/m 2
141 FLUXDOME FD-B2, kW/m 2
142 FLUXTUBE FT-B3, kW/m 2
143 FLUXDOME FD-B4, kW/m 2
144 FLUXTUBE FT-C1, kW/m 2
145 FLUXDOME FD-C2, kW/m 2
146 FLUXTUBE FT-C3, kW/m 2
147 FLUXTUBE FT-C4, kW/m 2
148 FLUXTUBE FT-C5, kW/m 2
149 FLUXDOME FD-C6, kW/m 2
150 FLUXDOME FD-C7, kW/m 2
151 FLUXTUBE FT-C8, kW/m 2
152 FLUXTUBE FT-D1, kW/m 2
153 FLUXDOME FD-D2, kW/m 2
154 FLUXDOME FD-D3, kW/m 2
155 FLUXTUBE FT-D4, kW/m 2 Instan. Q abs. hogar
156 FLUXTUBE FT-D5, kW/m 2
157 FLUXTUBE FT-D6, kW/m 2
158 FLUXTUBE FT-D7, kW/m 2
159 FLUXDOME FD-D8, kW/m 2
160 FLUXTUBE FT-E1, kW/m 2
161 FLUXDOME FD-E2, kW/m 2
162 FLUXTUBE FT-E3, kW/m 2
163 FLUXTUBE FT-E4, kW/m 2
164 FLUXDOME FD-E5, kW/m 2
165 FLUXTUBE FT-E6, kW/m 2
166 FLUXDOME FD-F1, kW/m 2
167 FLUXTUBE FT-F2, kW/m 2
168 FLUXDOME FD-F3, kW/m 2
169 FLUXDOME FD-F4, kW/m 2
170 FLUXTUBE FT-F5, kW/m 2
171 FLUXDOME FD-F6, kW/m 2
172 FLUXTUBE FT-F7, kW/m 2
173 FLUXDOME FD-V1, kW/m 2
174 FLUXTUBE FT-V2, kW/m 2
175 FLUXDOME FD-V3, kW/m 2
Tabla 3.1. Indice de variables (continuación).

Número y variable Tipo Análisis
176 POTENCIA BRUTA, MW Varios
177 CAUDAL AGUA DESMINERALIZADA, T/h
178 ALIMENTADOR A, rpm
179 ALIMENTADOR B, rpm
180 ALIMENTADOR C, rpm Varios
181 ALIMENTADOR D, rpm
182 ALIMENTADOR E, rpm
183 ALIMENTADOR F, rpm
184 CAUDAL VAPOR A SOPLADORES, T/h Balance térmico
185 GRUPO ACOPLADO
186 GAS NATURAL A GRUPO, m 3 /h Varios
187 GAS NATURAL GENERAL EN CAMPO, m 3 /h
188 CONSUMO PRECIPITADOR NUEVO.TAB, A Flujo
189 CONSUMO PRECIPITADOR NUEVO.TAB, A
190 POSICION VACIA EXPLORADA
191 POSICION VACIA EXPLORADA
192 POSICION VACIA EXPLORADA
193 POSICION VACIA EXPLORADA
194 POSICION VACIA EXPLORADA
195 POSICION VACIA EXPLORADA
196 POSICION VACIA EXPLORADA
197 GAS NATURAL A GRUPO 2, m 3 /h Varios
198 GAS NATURAL A GRUPO 3, m 3 /h
199 GAS NATURAL GENERAL SC COMPENSADO, Nm 3 /h
200 VARIACION TANQUE RESERVA CONDENSADO, T/h
201 CODIFICACION SOPLADORES No. 1
202 CODIFICACION SOPLADORES No. 2
203 CODIFICACION SOPLADORES No. 3
204 CODIFICACION SOPLADORES No. 4 Lógica Estudio escorif.
205 CODIFICACION SOPLADORES No. 5
206 CODIFICACION SOPLADORES No. 6
207 CODIFICACION SOPLADORES No. 7
208 CODIFICACION SOPLADORES No. 8
209 CODIFICACION SOPLADORES No. 9 (VACIA)
210 CODIFICACION SOPLADORES No. 10 (VACIA)
Tabla 3.1. Indice de variables (final).

SEÑAL Nº
BIT 201 202 203 204 205 206 207 208 209 210
1 14L 2R 19R A15 C7 E7
2 15L 3R 20R A16 C8 E8
3 16L 5R 21R A1 B1 D1 F1
4 17L 6R 22R A2 B2 D2 F2
5 1L 18L 7R 23R A3 B3 D3 F3
6 2L 19L 8R 24R A4 B4 D4 F4
7 3L 20L 9R 26 A5 B5 D5 F5
8 5L 21L 10R 28 A6 B6 D6 F6
9 6L 22L 11R 30 A7 B7 D7 F7
10 7L 23L 12R 32 A8 B8 D8 F8
11 8L 24L 13R A9 C1 E1 H1
12 9L 25 14R A10 C2 E2 H2
13 10L 27 15R A11 C3 E3
14 11L 29 16R A12 C4 E4
15 12L 31 17R A13 C5 E5
16 13L 1R 18R A14 C6 E6
Tabla 3.1b. Codificación de sopladores.
3.2 RECUPERACION DE ERRORES Y TRATAMIENTO
PREVIO.
La instrumentación y lineas de transmisión de datos instaladas en una planta en
funcionamiento se ven afectadas con relativa frecuencia por fallos que invalidan la medida. El
campo de los sistemas de vigilancia inteligentes está todavía en fase de proyecto (v. p. ej.
Hidroeléctrica de Cataluña y ENHER, 1989; Pérez et al., 1989), por lo que el registro obtenido
mediante un SAD funcionando de continuo incluirá datos incorrectos. Como señalan Heil (1981)
y Aarnio (1981), es altamente conveniente contar con la redundancia necesaria para sustituir
estas medidas. Lamentablemente, ello se enfrenta con criterios económicos y no suele ser lo
usual, al menos en el caso de las variables de proceso. En consecuencia y sin menospreciar las
ventajas de un sistema basado sólo en la instrumentación habitual, es precisa una revisión de los
datos antes de su análisis. El objetivo es liberarlos de todo error, de forma que sus estadísticos
(máximo, media, mínimo, desviación típica, coeficiente de correlación,...) durante periodos
estables no presenten valores aberrantes. En algunas ocasiones, es posible sustituir la cifra
errónea por una estimación del valor real; muchas otras veces es imposible ningún tipo de
estimación y se hace preciso eliminarla para que el tratamiento estadístico no se vea afectado.
Según los tipos de errores que pueden presentarse, la estructura de la recuperación de
datos debe ser la siguiente:
1) Datos manuales.

2) Errores groseros (fallo de la señal).
3) Errores sistemáticos (sesgo en la calibración).
Como ya se apuntó, también es necesario estimar el error incontrolado o incertidumbre
asociada a cada señal, que se espera especialmente alta para las medidas de planta. Finalmente,
antes de pasar al tratamiento propiamente dicho, son precisas ciertas operaciones básicas de
cálculo y filtrado que también se consignan en este apartado.
Sensor inexistente.
Esta actividad no es en realidad una recuperación de errores, sino la integración en la base
de datos de ciertas medidas que por diversos motivos no se han transmitido al SAD durante
parte del periodo de toma. Cuando es preciso contar con una estimación de una variable
secundaria con objeto de completar los cálculos, la recuperación puede realizarse a partir de otra
fuente. Así, las señales atmosféricas se tomaron durante la primera etapa de este estudio de los
datos meteorológicos semihorarios de rutina. De la misma forma, los soplados del hogar durante
un turno de operación fueron anotados en un parte especialmente diseñado para ello. De cara al
análisis, es preciso tomar en cuenta el origen no automático; el tratamiento de los sopladores, por
ejemplo, será menos preciso si se anotan manualmente. Como, es lógico el procedimiento no es
recomendable para las variables de los circuitos principales de agua-vapor y gases que
intervienen en los cálculos de balance de energía (tabla 3.1).
Errores groseros: fallo de la señal.
Un fallo en el sensor básico, en su transmisión al SAD o en la circuitería de éste provoca la
caída a cero de la señal, de forma que se tiene un valor incorrecto. A pesar de la vigilancia
durante los periodos de adquisición, es imposible asegurar que se han detectado todas las
ocurrencias de este tipo de sucesos en más de 100 señales durante las 24 horas del día. Por
ello, todos los archivos de la base de datos deben someterse a un programa de detección de
errores. Para cada señal y para cada día se obtiene: 1) valor máximo, 2) valor mínimo, 3) media,
4) variación máxima consecutiva y 5) número máximo de veces en que se ha repetido un valor
consecutivamente. De esta manera, valores anómalos en 1, 2 ó 3, o bien valores muy altos en 4
ó 5 permiten detectar los incidentes descritos. Lamentablemente, dada la diversidad de señales,
esta detección no puede automatizarse fácilmente, pero resulta de gran eficacia combinada con
representación gráfica de los valores diarios.
Otra técnica muy recomendable es manejar las estadísticas durante periodos estables de las
variables calculadas por un balance térmico. Fallos en el proceso de cálculo o valores claramente
fuera de diseño a cada carga señalan inequívocamente un error en los datos. El método, que se
ha empleado para todos los registros estables, tiene la ventaja de asegurar la fiabilidad de la

información en su forma final y es de hecho un paso necesario para realizar el cierre de balance
de la totalidad del censo. Análogamente, debe utilizarse para validar los otros tipos de cálculos
descritos en el apartado 3.5.
Siempre que el fallo no es general, puede intentarse recuperar las señales. Cabe agrupar en
varias categorías las situaciones que se presentan:
- Fallos en señales lógicas. Constituyen una excepción, pues son indetectables a posteriori.
Así pues, es preciso extremar la vigilancia durante las pruebas. Para el caso de los sopladores, la
recuperación es fiable, ya que se activan normalmente en secuencias preestablecidas. De esta
manera, puede conocerse el estado de un soplador a través del estado de sus consecutivos en la
secuencia, salvo caída de todas las transmisiones.
- Recuperación a partir de datos manuales. Desafortunadamente, es posible en pocas
ocasiones, ya que normalmente las incidencias suelen afectar más al sensor o a su linea de
transmisión hasta la sala de control. Como ejemplo, apuntemos la carga de la unidad expresada
como potencia eléctrica bruta, que siempre consta en las estadísticas. En caso de fallo de la
señal, esto permite recuperar la información referente al escalón de carga y al tiempo transcurrido
desde la última transición, con objeto de no interrumpir categorías estables. De nuevo, se hace
notar que el procedimiento sólo es aceptable para variables secundarias.
- Fallo de corta extensión (de 1 a 2 periodos de toma), no generalizado y en una señal de
poca variación. En estos casos, cabe sustituir el valor erróneo por una interpolación lineal a partir
de los valores correctos de los extremos. Esto tiene la finalidad de no producir un corte en la
serie temporal de datos. Dadas las condiciones, la aproximación no tiene ningún efecto sobre los
resultados del análisis.
- Fallos en señales que permanecen constantes con la carga. Como consecuencia de la
actuación del sistema de control de la caldera, ciertas variables se desvían muy poco de su valor
de diseño a cualquier nivel de carga. En este caso, es válido sustituir los fallos por el valor de
diseño, comprobando previamente que no hubiera tendencias marcadas antes o después del
incidente. Este puede ser el caso de la temperatura del vapor principal, que usualmente presenta
desviaciones del orden de la incertidumbre que se le estima. Otras señales que presentan
desviaciones mayores sí pueden sustituirse por un valor constante anterior o posterior al fallo
siempre que no sean muy importantes en relación con el balance térmico de la instalación. Así se
ha procedido en nuestro caso con la presión del vapor auxiliar.
- Fallos en señales correladas con la carga. Como es lógico, muchas variables dependen
fuertemente de la carga del grupo. Esto proporciona otro criterio para la recuperación de fallos,
pero hay que precisarlo. Veamos el ejemplo de un caudal de atemperación. Para el mismo tipo
de combustible, las mismas condiciones de operación y el mismo régimen de cargas, el caudal de

atemperación estará en función de la potencia, puesto que su única dependencia adicional es el
estado de limpieza de las superficies y éste será similar al serlo el combustible, el plan de cargas y
las condiciones de funcionamiento. En consecuencia, los datos históricos y de diseño correlarán
con la potencia. No obstante, durante la operación diaria las condiciones cambian y no están
sujetas a control, así que la predicción de este parámetro como función de la carga es poco
fiable; en la práctica se observa que la correlación es muy pobre.
Pero hay otras señales para las cuales la correlación se mantiene incluso para datos
adquiridos en continuo. Existe en realidad una cierta redundancia en algunos grupos de variables.
Así sucede con las presiones en el circuito de agua-vapor. El método adoptado en este trabajo
para recuperar fallos en estas variables (por otra parte no muy importantes en cuanto al análisis
térmico se refiere) ha consistido en lo siguiente. Cada presión a recuperar se ha correlado
linealmente y con intercepción cero (Draper & Smith, 1966; IMSL, 1984) con la presión más
cercana en el circuito. La correlación se ha hecho en base a los datos correctos más próximos al
fallo y se han distinguido 4 escalones de carga (350, 280, 210 y 180 MWe), con una
correlación distinta en cada uno de ellos. La tabla 3.2 resume los resultados. Se observa un
coeficiente de correlación siempre superior al 99,99 %.
Presión a recuperar Presión base correlación % correlación (mínimo)
Salida SC 3 (nº 1) Admisión turbina (nº25) 99,9998
Salida SC 1 (nº 2) Admisión turbina (nº25) 99,998
Entrada EC (nº3) Calderín (nº 26) 99,998
Entrada RC (nº 4) Salida RC (nº 27) 99,9996
Impulsión TBBA (nº5) Calderín (nº 26) 99,998
Tabla 3.2. Correlación entre presiones en el circuito de agua -vapor de caldera.
- Señales irrecuperables. El procedimiento que acabamos de describir es equivalente a
calcular las perdidas de presión en el circuito de agua-vapor, que son aproximadamente
constantes a caudal (carga) constante. De hecho, mediante los submodelos adecuados sería
posible predecir el valor de cualquier señal en función de una o varias de las demás (v. p. ej.
Heil, 1981). Hay dos motivos que impiden llevar a cabo esta sustitución. En primer lugar, la
realización práctica es difícil, salvo casos sencillos como el que se ha explicado; en general, se
necesitaría la gran capacidad de modelado a que se ha aludido en la introducción. En segundo
lugar, el objetivo es precisamente el opuesto: estudiar las relaciones entre datos experimentales.
Incluso con un buen modelo, los efectos del estado de limpieza de las superficies a cada instante
no podrían simularse adecuadamente.
En otras palabras, la recuperación de errores groseros debe limitarse con objeto de no
invalidar los resultados al haber introducido un exceso de aproximaciones en lo que deberían ser
datos experimentales. La medida de ciertas variables que son a la vez parámetros de operación

no puede sustituirse; es preferible un recorte en el número de situaciones susceptibles de examen
completo.
Errores sistemáticos: sesgo en la calibración.
Esta clase de error es difícil de detectar a posteriori, pues el sesgo en la calibración suele
deberse típicamente a fallo en componentes electrónicos, cuya deriva es gradual. En la medida
de lo posible, es necesario confirmar mediante recalibración las señales dudosas y comparar los
valores obtenidos antes y después. Por lo común, pequeñas diferencias en la calibración son
indistinguibles del ruido habitual en la señal y por lo tanto no es recomendable intentar
recuperarlas. Quedan incorporadas como componente sistemática a la incertidumbre de la
medida, hecho sobre el que volveremos más adelante.
Sin embargo, sí pueden aparecer fallos importantes de esta clase. En nuestra base de datos,
sólo ha habido un caso en el que el sesgo era marcado y ha sido necesaria su corrección. La
señal de caudal de vapor recalentado cambió su valor absoluto tras una caída a cero. Así, de sus
valores habituales de 960 -980 T/h a carga plena paso al rango de 870 -900 T/h en las mismas
condiciones de funcionamiento. A pesar de ello, seguía correlando con la carga de la caldera
(caudal de vapor principal) con similar porcentaje de regresión (superior al 99,99%).
Obviamente, se trataba de un fallo en la reparación de la circuitería: la señal seguía siendo válida,
pero con diferente constante de calibración. A partir de los datos del día del suceso, se calculo
un factor multiplicativo con el que se corrigió el fallo, restableciendo para todos los días de datos
el rango original de la señal. El error cometido (estimado en un 3 %) está dentro del orden de
magnitud de la incertidumbre en la señal.
En la tabla 3.3, que constituye el censo completo de datos, se indican las señales que han
sido introducidas a partir de datos manuales, señales cuyos fallos pudieron recuperarse por los
procedimientos anteriormente descritos y señales de las que no se tienen datos o no pudieron
recuperarse. La repetición de un mismo número de variable en columnas distintas indica que cae
en dos categorías distintas durante periodos de tiempo diferentes del mismo día. No se consignan
los fallos ya comentados en las señales de medidores de flujo de calor, que se extienden durante
todo el periodo perteneciente al año 90. La última columna (marcada Q) indica la extensión de la
red: 13 ó 53 aparatos.

PERIODO DE TOMA SEÑALES
DIA INICIO FINAL TOMA MANUAL REC.
FALLOS
INEXISTENTES Q
1 15NOV88 00:01:37.18 06:49:37.51 16 - 18, 205 - 208 41, 200 - 208 13
06:52:57.59 13:54:57.84
2 16NOV88 00:01:37.06 12:55:37.90 16 - 18, 205 - 208 41, 200 - 208 13
3 17NOV88 00:01:34.63 17:03:35.63 16 - 18, 205 - 208 176 41, 200 - 208 13
19:18:27.93 23:58:28.08
4 18NOV88 00:00:28.08 10:58:28.53 16 - 18, 205 - 208 41, 200 - 208 13
5 21NOV88 00:01:44.16 12:23:44.88 16 - 18, 205 - 208 41, 200 - 208 13
6 22NOV88 00:01:28.60 19:07:29.83 16 - 18, 205 - 208 16-18,41, 200-208 13
7 23NOV88 00:01:27.47 23:58:33.87 16 - 18, 205 - 208 6, 176 16-18,41, 200-208 13
8 24NOV88 00:00:33.87 14:16:34.30 16 - 18, 205 - 208 6 41, 200 - 208 13
9 25NOV88 00:01:43.81 13:43:44.48 16 - 18, 205 - 208 6 41, 200 - 208 13
10 28NOV88 00:01:28.61 14:55:29.27 16 - 18, 205 - 208 6 16-18,41, 200-208 13
11 29NOV88 00:01:30.80 14:35:31.65 16 - 18, 205 - 208 6 41, 200 - 208 13
12 30NOV88 00:01:43.64 16:59:44.89 16 - 18, 205 - 208 6 41, 200 - 208 13
13 01DIC88 07:31:35.14 16:41:35.35 16 - 18, 205 - 208 6 41, 200 - 208 13
14 02DIC88 00:01:28.92 16:29:29.79 16 - 18, 205 - 208 6 41, 200 - 208 13
15 07DIC88 14:08:19.63 22:28:19.88 16 - 18 16-18,41, 200-208 13
16 08DIC88 13:36:24.02 22:29:29.94 16 - 18, 205 - 208 16-18,41, 200-208 13
17 09DIC88 00:31:14.02 14:59:14.88 16 - 18, 205 - 208 176 16-18,41, 200-208 13
18 12DIC88 10:46:54.30 22:30:54.71 16 - 18, 205 - 208 16-18,41, 201-204 13
19 13DIC88 00:31:13.94 14:41:16.11 16 - 18, 205 - 208 16-18,41, 200-208 13
20 14DIC88 00:31:10.45 23:59:11.99 16 - 18 41, 200 - 208 13
21 15DIC88 00:01:12.01 07:29:12.42 16 - 18, 205 - 208 41, 200 - 208 13
07:33:52.49 14:45:52.73
22 16DIC88 00:31:11.07 13:39:12.22 16 - 18, 205 - 208 41, 200 - 208 13
23 20DIC88 00:31:10.93 14:29:11.83 16 - 18, 205 - 208 41, 200 - 208 13
24 21DIC88 00:31:10.93 14:57:11.85 16 - 18, 205 - 208 41, 200 - 208 13
25 22DIC88 00:01:21.27 14:35:22.60 16 - 18, 205 - 208 41, 200 - 208 13
26 28DIC88 00:01:29.89 18:45:31.39 16 - 18, 205 - 208 6 41, 200 - 208 13
27 30DIC88 00:01:29.88 14:29:30.70 16 - 18, 205 - 208 6 41, 200 - 208 13
28 03ENE89 00:01:32.14 14:37:33.02 16 - 18 6 23,41, 200 - 208 13
29 04ENE89 00:01:25.90 20:01:27.11 16 - 18, 205 - 208 6 16-18, 23,41, 13
200-208
30 10ENE89 00:01:34.22 17:35:35.11 16 - 18, 205 - 208 6 23,41, 200 - 208 13
31 11ENE89 00:35:06.73 07:30:52.16 16 - 18, 205 - 208 6, 176 23,41, 200 - 208 13
07:45:22.81 17:47:23.27
32 12ENE89 00:01:32.22 08:05:32.67 16 - 18, 205 - 208 6 23,41, 200 - 208 13
08:08:35.91 17:30:36.31
33 13ENE89 00:28:22.04 07:52:22.29 16 - 18, 205 - 208 6 41, 200 - 208 13
07:56:47.51 17:00:47.91
34 17ENE89 00:31:11.06 14:47:11.67 16 - 18 41, 200 - 208 13
35 18ENE89 00:01:28.65 14:53:29.49 16 - 18, 205 - 208 41, 200 - 208 13
36 19ENE89 07:26:59.43 16:30:59.76 16 - 18, 205 - 208 41, 200 - 208 13
37 20ENE89 00:31:10.87 11:39:11.65 16 - 18, 205 - 208 4 41, 200 - 208 13

38 24ENE89 00:31:12.09 14:47:12.79 16 - 18, 205 - 208 41, 200 - 208 13
Tabla 3.3. Censo de datos.

PERIODO DE TOMA SEÑALES
DIA INICIO FINAL TOMA MANUAL REC.
FALLOS
INEXISTENTES Q
39 25ENE89 00:31:11.40 15:29:12.73 16-18, 205 - 208 176 41, 200 - 208 13
19:15:44.85 23:59:45.02
40 26ENE89 00:01:45.02 15:29:45.80 16-18, 205 - 208 41, 200 - 208 13
41 27ENE89 00:31:11.16 12:37:11.94 16-18, 205 - 208 41, 200 - 208 13
42 02FEB89 07:46:49.35 15:30:49.60 41, 200 - 208 13
43 03FEB89 00:01:10.52 15:29:11.86 205 - 208 41, 200 - 208 13
44 07FEB89 00:31:08.46 16:29:09.46 205 - 208 41, 200 - 208 13
45 08FEB89 05:01:09.67 16:29:10.92 205 - 208 41, 200 - 208 13
46 09FEB89 05:01:10.11 16:29:11.09 205 - 208 41, 200 - 208 13
47 10FEB89 05:01:21.68 16:59:22.57 205 - 208 41, 200 - 208 13
48 14FEB89 05:01:12.47 16:29:13.18 205 - 208 41, 200 - 208 13
49 15FEB89 05:01:07.90 16:29:08.98 205 - 208 41, 200 - 208 13
50 16FEB89 05:01:11.49 20:01:12.33 205 - 208 41, 200 - 208 13
51 17FEB89 05:01:12.38 20:01:13.50 205 - 208 4 41, 200 - 208 13
52 28FEB89 05:01:13.42 14:15:13.94 16 - 18, 205 - 208 201-208, Carbón 13
53 17MAR89 05:01:12.13 14:21:12.63 Carbón 13
54 12ABR89 07:19:38.26 23:59:38.98 Carbón 13
55 13ABR89 00:01:39.00 14:47:39.51 Carbón 13
56 19ABR89 10:13:46.93 14:55:47.18 Carbón 13
57 07JUN89 00:31:08.30 23:59:10.12 1 - 6 28, 184, 108, 13
Carbón
58 01FEB90 00:00:12.05 17:00:12.85 176 53
17:13:45.67 23:59:50.87
59 13FEB90 00:01:59.00 23:59:59.85 53
60 14FEB90 00:01:59.85 02:15:59.95 176 53
02:19:59.94 03:11:59.96
03:15:59.95 03:57:59.99
04:01:59.99 04:05:59.99
04:09:59.99 04:09:59.99
04:13:59.98 04:23:59.99
04:26:00.01 04:31:59.99
04:34:00.00 04:39:59.99
04:42:00.00 23:58:00.74
61 15FEB90 00:00:00.74 23:58:01.60 53
62 16FEB90 00:00:01.61 23:58:02.15 53
63 20FEB90 00:00:03.80 23:58:04.58 53
64 21FEB90 00:00:04.58 23:58:05.69 53
65 22FEB90 00:00:05.69 23:58:07.08 53
66 23FEB90 00:00:07.14 23:58:08.48 53
67 24FEB90 00:00:08.48 23:58:09.40 53
68 25FEB90 00:00:09.38 23:58:10.00 53
69 26FEB90 00:00:10.13 23:58:10.91 53
70 27FEB90 00:00:10.92 23:58:11.42 53
71 28FEB90 00:00:11.45 00:26:11.46 176 53

00:31:08.55 04:07:08.73
04:33:47.60 23:59:48.87
Tabla 3.3. Censo de datos (continuación).

PERIODO DE TOMA SEÑALES
DIA INICIO FINAL TOMA MANUAL REC.
FALLOS
INEXISTENTES Q
72 01MAR90 00:01:48.89 23:59:50.86 53
73 02MAR90 00:01:50.80 23:59:52.54 53
74 03MAR90 00:01:52.64 23:59:53.80 53
75 04MAR90 00:01:53.77 23:59:54.67 53
76 05MAR90 00:01:54.69 23:59:55.55 53
77 06MAR90 00:01:55.57 23:59:56.90 53
78 07MAR90 00:01:56.90 23:59:58.33 77 53
79 08MAR90 00:01:58.27 17:01:59.81 22 53
17:05:59.82 17:19:59.80
17:23:59.79 17:39:59.86
17:43:59.88 17:57:59.87
18:01:59.92 18:05:59.90
18:09:59.97 18:37:59.96
18:40:00.00 18:51:59.98
18:54:00.01 18:59:59.95
19:03:59.96 19:05:59.96
19:08:00.00 19:11:59.98
19:15:59.96 19:31:59.96
19:34:00.02 23:58:04.37
80 09MAR90 00:00:04.37 23:58:05.52 22 53
81 10MAR90 00:00:05.54 23:58:06.02 22 53
82 11MAR90 00:00:06.03 23:58:06.64 22 53
83 13MAR90 00:00:07.71 23:58:08.68 22 53
84 14MAR90 00:00:08.65 23:58:09.54 22 53
85 15MAR90 00:00:09.48 23:58:10.46 22 53
86 16MAR90 00:00:10.45 23:58:11.56 3, 22 53
87 17MAR90 00:00:11.57 10:26:11.92 3, 22 53
88 19MAR90 09:58:09.84 23:58:10.47 3, 22, 206 53
89 20MAR90 00:00:10.46 21:14:11.30 3, 22, 53
22:54:05.49 23:58:05.44 201 - 208
90 21MAR90 09:28:11.58 21:18:12.40 22, 53
22:23:50.61 23:59:50.68 201 - 208
91 22MAR90 00:01:50.68 10:29:51.24 22 53
10:32:12.33 23:58:13.10
92 23MAR90 00:00:13.07 23:58:14.04 22, 77 53
93 24MAR90 00:00:14.17 23:58:15.02 53
94 25MAR90 00:00:15.03 01:58:15.13 53
03:00:15.13 23:58:15.74
95 26MAR90 00:00:15.76 23:58:01.75 22, 77, 206 53
96 27MAR90 00:00:01.79 23:58:02.69 22, 77, 206 53
97 28MAR90 00:00:02.70 23:58:03.62 22, 77, 206 53
98 29MAR90 00:00:05.41 23:58:05.31 22, 77,
53
205 - 208
99 30MAR90 00:00:05.37 10:46:05.58 22, 53
10:59:52.33 11:35:52.26 205 - 208

11:48:43.03 23:58:44.50
100 31MAR90 00:00:44.55 23:58:46.17 22,
205 - 208
53

PERIODO DE TOMA SEÑALES
DIA INICIO FINAL TOMA MANUAL REC. FALLOS INEXISTENTES Q
101 01ABR90 00:00:46.04 23:58:46.94 22, 205 - 208 53
102 02ABR90 00:00:46.97 23:58:50.50 22, 205 - 208 53
103 03ABR90 00:00:50.59 23:58:52.12 6, 22, 205 - 208 53
104 04ABR90 00:00:52.10 23:58:54.94 22,77, 205 - 208 53
105 05ABR90 00:00:54.94 23:59:04.87 22, 205 - 208 53
106 06ABR90 00:01:04.88 23:59:06.70 22 53
107 07ABR90 00:01:08.16 23:59:09.31 22 53
108 08ABR90 00:01:09.50 23:59:11.16 22
109 09ABR90 00:01:11.13 11:53:19.74 22 201 - 208 53
12:41:24.34 13:33:28.19
13:46:44.82 23:58:45.44
110 10ABR90 00:00:45.47 23:58:47.13 22 201 - 208 53
111 11ABR90 00:00:47.19 23:58:48.44 22 53
112 12ABR90 00:00:48.50 23:58:49.40 22 53
113 13ABR90 00:00:49.44 23:58:50.42 22 53
114 14ABR90 00:00:50.44 23:58:51.45 22 53
115 15ABR90 00:00:51.46 23:58:52.50 22 53
116 16ABR90 00:00:52.52 23:58:53.40 22 53
117 17ABR90 00:00:53.44 23:58:55.28 22 53
118 18ABR90 00:00:55.26 23:59:16.60 22 53
119 19ABR90 00:01:16.60 23:59:19.22 22 53
120 20ABR90 00:01:19.25 23:59:20.49 22 53
121 21ABR90 00:01:20.49 23:59:21.83 22 130 53
122 22ABR90 00:01:21.86 23:59:23.02 22 130 53
123 23ABR90 00:01:22.96 23:59:24.23 22 130 53
124 24ABR90 00:01:24.23 23:59:25.46 22 130 53
125 25ABR90 00:01:25.49 23:59:27.24 22 130 53
126 26ABR90 00:01:27.24 23:59:31.77 22 130 53
127 27ABR90 00:01:31.77 23:59:37.60 22 130 53
128 28ABR90 00:01:37.58 23:59:38.47 22 53
129 29ABR90 00:01:38.47 23:59:39.44 22 53
130 30ABR90 00:01:39.43 23:59:40.64 22 53
131 01MAY90 00:01:40.68 23:59:46.68 22 53
132 02MAY90 00:01:46.69 23:59:48.00 22 53
133 03MAY90 00:01:48.00 23:59:49.26 22 53
134 04MAY90 00:01:49.25 23:59:50.22 22 53
135 05MAY90 00:01:50.22 23:59:51.93 22 53
136 06MAY90 00:01:51.88 23:59:53.04 22 53
137 07MAY90 00:01:53.05 23:59:53.57 22 53
138 08MAY90 00:01:53.61 13:37:54.12 22 53
13:40:01.07 23:58:31.58
139 09MAY90 00:00:31.47 23:58:32.63 22 53
140 10MAY90 00:00:32.51 23:58:33.15 22 53
141 11MAY90 00:00:33.14 23:58:34.17 22 53

142 12MAY90 00:00:34.14 23:58:35.01 22 53
143 13MAY90 00:00:35.03 23:58:35.97 22 53
144 14MAY90 00:00:35.98 23:58:37.42 22 53
145 15MAY90 00:00:37.38 23:58:38.41 22 53
146 16MAY90 00:00:38.37 23:58:41.01 22 53
147 17MAY90 00:00:41.15 23:58:41.77 22 53
Tabla 3.3. Censo de datos (final).

Estimación de la incertidumbre en las medidas.
Para conocer de antemano con qué sensibilidad puede apreciarse el efecto de la fusión de
escorias sobre el funcionamiento térmico de la caldera es necesario un análisis de la
incertidumbre asociada a los datos recogidos 11 . Al tener que trabajar con instrumentos de planta,
un análisis preciso es imposible: hay que recurrir a métodos aproximados. A causa de ello, es
conveniente asignar valores de incertidumbre altos dentro de lo razonable, a fin de estimar
siempre la peor de las situaciones.
Como ya se comentó, es seguro que muchos de los datos llevan incorporado un pequeño
sesgo en la calibración. Este error sistemático se considera incluido en los valores de
incertidumbre que damos aquí. Por otro lado, la circunstancia es favorable, pues significa que
pueden compararse datos con mayor sensibilidad que atendiendo sólo a su valor aislado.
En general, las fuentes de error de la instrumentación de planta son tres:
1º) Antes de hacer ninguna otra consideración, hay que asegurarse de que la disposición
física del sensor es tal que la medida representa verdaderamente lo que se desea medir. Un sólo
caso es dudoso: todas las medidas en gases y aire se basan usualmente en un único sensor. Sin
embargo, lo adecuado es una red de puntos de medida, dado que al tratarse de secciones de
paso amplias tendremos fenómenos de estratificación (Crim, 1986; Heil et al., 1981; Lowe,
1984a; Mobsby, 1981; Chojnowski, 1984; Sotter, 1988). Así pues, las medidas de oxígeno en
gases y temperatura en aire y gases vendrán afectadas de un error debido a esta circunstancia
que será preciso estimar.
2º) En segundo lugar, tenemos la incertidumbre propia del sensor. Su estimación es sencilla,
si nos basamos en las especificaciones del proyecto de la instalación y en trabajos de referencia.
Los resultados se muestran para el caso que nos ocupa en la tabla 3.4.
Tipo de medida Incertidumbre (% del alcance) Fuentes
Presiones y presiones
diferenciales (caudales y
niveles).
Temperaturas
(termopar tipo E con
tolerancia normal)
Oxígeno en gases (sonda de
óxido de circonio)
± 0,2 Westinghouse (1979)
Creus (1989)
± 0,75 Westinghouse (1979)
ASME (1974)
ASTM (1987)
± 0,1 Crim (1986)
Tabla 3.4. Incertidumbre propia del sensor.Valores nominales.
11 Excluimos de este apartado los datos de medidores de flujo de calor absorbido, cuyo error ya se ha
discutido anteriormente.

Según esta tabla, el error en las medidas de planta sería en la mayor parte de los casos muy
pequeño. Posiblemente estas cifras sean válidas para el primer día de funcionamiento. Sin
embargo, los instrumentos de planta sufren continuamente de deterioros, derivas, recalibraciones
y cambios, por lo que no pueden aceptarse sin más estos valores.
3º) Por último, es preciso considerar (Crim et al., 1986) el error debido a las tarjetas de
entrada, el proceso de muestreo que efectúan el SAD y el programa de toma y la calibración de
todo el sistema en campo. Usualmente, estas contribuciones serán despreciables. Para mostrarlo,
considérense los parámetros del sistema que se ha utilizado. Con conversores de 12 bits y
tomando los puntos extremos del rango, la incertidumbre en los valores instantáneos es de tan
sólo 1/2 12 , es decir ± 0,025 % del alcance del sensor. La calibración real no emplea por
supuesto aparatos tan precisos, pero se efectúa con al menos 0,05 unidades de resolución,
mediante señal simulada en los puntos extremos (C. T. Teruel, 1989,1990). Claramente, este
error es despreciable frente a los demás y puede pasarse por alto en la estimación del error
total. 12
De acuerdo con todo lo expuesto y según la naturaleza de la medida, pueden seguirse
diversos procedimientos a fin de acotar la incertidumbre en los datos adquiridos. Dadas las
características de las medidas, lo más aconsejable es recurrir a estimaciones genéricas
aproximadas, que normalmente dejan un amplio margen de seguridad. Así por ejemplo, para la
mayor parte de nuestras señales, se ha consultado el trabajo de ASINEL (1987), puesto que se
refiere especificamente a las medidas de planta usuales, dando estimaciones del orden de
magnitud del error global. Además, se ha tenido en cuenta las observaciones derivadas del
trabajo en planta (C.T. Teruel, 1989, 1990), que no son muy diferentes. Obsérvese en la tabla
3.6 cómo los valores estimados son considerablemente mayores que los nominales que aparecen
en la tabla 3.4. De esta manera se han asignado valores para las incertidumbres de presiones de
agua y de vapor, medidas eléctricas, datos ambientales, caudales de vapor y agua, caudales de
aire y niveles.
Como ya se ha mencionado, el caso de las medidas de temperatura en humos y aire y
concentración de oxígeno en gases ha de tratarse aparte. Nos referiremos solamente a la
instrumentación instalada permanentemente en planta, que se sitúa en los conductos de aire y
aguas abajo de la salida de gases del economizador; se dejan aparte las poco habituales medidas
12 Respecto al programa de toma, hay que decir que en el caso de las señales que se promedian, la
incertidumbre quedaría teóricamente dividida por nº de muestras = 23 ≅ 4,8. De nuevo se obtendrían
valores irrazonablemente bajos para la incertidumbre de las medidas. Hay varias razones para no tomar en
consideración este aspecto del proceso de adquisición. En primer lugar, es evidente que se caería en la
paradoja de teoría de errores que consiste en aumentar la precisión aparente a base de aumentar el número de
muestras sin tener en cuenta la sensibilidad del sensor (Ríos, 1977). Pero además, al manejar cifras genéricas
sobre incertidumbres (ASINEL, 1987) hay que suponer que se refieren probablemente a valores promedio, por
lo que el matiz no tiene aplicación.

en el interior del cuerpo de caldera (v. p. ej. Heil, 1981, Chojnowski, 1984). La distribución de
temperatura y composición del flujo en un punto cualquiera del circuito no es uniforme, debido al
gran tamaño de las secciones de paso, los efectos de la rotación de las cestas de precalentadores
y fugas de aire al lado gas (Sotter, 1988). A fin de cerrar los cálculos de balance de energía es
necesario por contra un único valor. La aproximación en la sección del término integral del
balance ha de realizarse entonces midiendo temperatura, composición y velocidades en tantos
puntos de la sección como sea factible. Los valores de temperatura y composición a utilizar son
la media ponderada con las velocidades de todos los puntos en que se ha medido. Lowe (1984)
muestra que, para altos caudales de gases como los que existen en grandes calderas de potencia,
la medida de velocidades puede omitirse y en tal caso no se comete mucho error tomando
simplemente la media aritmética de las medidas en la sección. Chojnowski (1984) llega a la
misma conclusión mediante el examen estadístico de datos reales. Las recomendaciones EPRI
(Sotter, 1988) resumen la normativa sobre número de puntos de medida y diseño de las redes de
sondeo.
Salvo para pruebas especiales de rendimiento de caldera o precalentadores de aire, la
instrumentación disponible consiste usualmente en sondas que se sitúan próximas al centro de la
sección de paso. Si sólo se utilizan estos datos en el estudio, se está sustituyendo el valor medio
de una red de puntos de medida por el valor obtenido en un único punto, lo que llevará asociado
un error que podemos denominar de estratificación. Una forma muy aproximada de estimarlo
es utilizar medidas rigurosas. El análisis de la desviación de las sondas centrales respecto al
promedio proporciona así un valor típico del error que cabe esperar. En la instalación bajo
estudio, la serie más completa fue llevada a cabo durante las pruebas de rendimiento diseñadas
por el fabricante (Foster Wheeler, 1987) y se ha trabajado a partir de esos datos. La tabla 3.5
resume los resultados.
Para temperaturas de aire y gases los valores pueden considerarse moderados en
comparación con lo esperado (Chojnowski, 1984). Curiosamente, son mayores a la entrada de
los precalentadores que a la salida. No obstante, existen notables diferencias entre el error
promedio y el máximo. El porcentaje de oxígeno a la salida de la zona de convección es la
variable afectada por el mayor error de estratificación: hasta un 17 % del alcance. Obsérvese
como contraste el pequeño error que se comete en la medida del O2 tras ventiladores,
obviamente debido a la mezcla que implica el paso a través de rodete y vanos. En general,
podemos concluir que la incertidumbre de estas medidas en pasos de aire y gases es alta, lo que
indica el carácter más bien aproximativo del dato de planta usual. De acuerdo con ello, el error
máximo estimado se ha tomado próximo al error máximo por estratificación, despreciando frente
a ésta la influencia de las demás fuentes de incertidumbre.

Señales Rango Red de medida Nº de
series
% O2 salida
caldera
(nº 30, 31)
% O2 salida
VTI (nº 28)
Ta gases
entrada PA
(nº 57 - 60)
Ta gases salida
PA
(nº 61 - 64)
Ta gases salida
VTI
(nº 75)
Ta aire
entrada PA
(nº 65 - 68)
Ta aire
salida PA
(nº 69-71, 73)
0 - 6 % de O2 4 puntos, lados
A y B
Desviación Desviación
media a carga máxima (a todas
nominal cargas)
38 ± 0,17 % de O2 ± 1,03 % de O2
0 - 12 % de
O2
8 puntos 22 ± 0,20 % de O2 ± 0,51 % de O2
0 - 600 °C 4 puntos
lados A y B
PA secundarios
42 ± 3,00 °C ± 15,75 °C
0 - 300 °C 4 puntos
lados A y B
PA secundarios
42 ±1,30 °C ± 5,00 °C
0 - 200 °C 8 puntos 22 ± 1,67 °C ± 2,50 °C
0 - 100 °C 3 puntos
lados A y B
PA primarios
0 - 400 °C 7 - 9 puntos
lados A y B
PA secundarios
49 ± 1,80 °C ± 5,51 °C
45 ± 3,10 ° C ± 5,00 ° C
Tabla 3.5. Análisis del error de estratificación según datos de Foster Wheeler (1987).
Otro caso que que hay que evaluar en forma distinta es de los flujos de los contadores. Para
esta clase de datos el sensor es preciso, pues a base de estas medidas se elabora la contabilidad
de producción eléctrica y consumo de combustibles del grupo. En consecuencia, es aceptable
suponer como único error el debido al programa de toma de datos. Con nuestro algoritmo
(figura 3.3) y para valores estacionarios, el error máximo cometido en el flujo de un contador es
±1/2 impulso en dos minutos, es decir ± 15.F unidades, donde F es el factor de conversión en
unidades.hora/impulso del contador. Nótese que el error absoluto en los flujos de contadores es
constante 13 , luego el error relativo en % del alcance de la escala no está acotado, y será muy
grande cuando el valor del flujo sea pequeño, es decir, cuando el contador cuente lentamente. La
señal obtenida consiste en una banda alrededor del valor verdadero y de anchura igual al doble
de la incertidumbre. Cuando ésta es grande, como por ejemplo en el caso de las revoluciones de
los alimentadores, será preciso filtrar el registro. La señal número 200 (Variación en T/h del
contenido del depósito de agua de aportación) es calculada por el sistema como flujo medio de
la señal analógica nº 41 (Nivel del depósito en metros). Su incertidumbre puede calcularse
aproximadamente según la fórmula de transmisión de errores como σ 200 = 30.F. 2 σ 41, donde
13 E inversamente proporcional al tiempo de muestreo, lo que impide reducirlo por debajo un mínimo si se
quiere limitar la incertidumbre máxima en las señales de flujo de contador, como ya se explicó.

F es el factor de conversión en toneladas de agua por metro de altura del depósito. Con σ41= ±
0,08 m y F= 50,19 T/m se obtiene σ200= ± 170 T/h. Teniendo el cuenta que el rango es ± 100
T/h, concluimos que la señal no es de ninguna utilidad.
La tabla 3.6 presenta los valores de incertidumbre para todos los datos recogidos. Se
notará que son considerablemente superiores a los requeridos para cualquier tipo de prueba de
funcionamiento, lo que es consecuencia directa de haber utilizado la instrumentación normal de
planta. Este análisis añade un matiz muy importante al método general. Dada la alta incertidumbre
de los datos, (y por tanto de los resultados de cualquier cálculo que se base en ellos), la
comparación de valores puntuales puede conducir a comportamientos erráticos o a enmascarar
los efectos: hemos de proceder por estadística global, analizando antes bien tendencias
promediadas y variaciones a corto plazo.
Señales Número Incertidumbre estimada Procedimiento
Presiones de agua y vapor 1 - 6, 25 - 27 ± 1 a ± 2 % del alcance
Intensidad ventiladores 7 - 12 ± 0,5 % del alcance ASINEL (1987)
Señales ambiente 16 - 18 ± 2 % del alcance
Caudales de vapor y agua 21 - 24 ± 1 a ± 2 % del alcance
Nivel del tanque 41 ± 1 % del alcance Creus (1989)
Caudales de aire 45 - 48 ±1 a ± 2 % del alcance ASINEL (1987)
T as de vapor y agua 77 - 87, 89 ˜ ± 2 % del alcance
% O2 salida caldera 30, 31 ± 1 % de O2
% O2 salida VTI 28 ± 0,5 % de O2
T a gases entrada PA 57 - 60 ± 16 °C
T a gases salida PA 61 - 64 ± 5 ° C Estratificación
T a gases salida VTI 75 ± 2,5 ° C
T a aire entrada PA 65 - 68 ± 5,5 ° C
T a aire salida PA 69 - 71, 73 ± 5 ° C
Potencia bruta 176 ± 1,5 MW
Caudal agua a tanque 177 ± 1,5 T/h
Rpm alimentadores 178 - 182 ± 25 rpm Flujo de contador
Caudal vapor soplado 184 ± 0,15 T/h
Gas natural a grupo 186, 197, 198 ± 3 m 3 /h
Gas natural total corregido 199 ± 150 Nm 3 /h
Variación nivel del tanque 200 ± 170 T/h Flujo de analógica
Tabla 3.6 Estimación de la incertidumbre en las medidas.
Tratamiento previo.
A consecuencia de particularidades inevitables en las señales obtenidas o en su forma de
almacenamiento, siempre serán imprescindibles diversas operaciones elementales sobre los datos
en bruto antes del tratamiento propiamente dicho. Algunos casos típicos se agrupan en este
apartado, describiendo los criterios adoptados y los cálculos previos necesarios para nuestro
estudio.

- Correcciones y cálculos de flujo de calor absorbido. Se llevan a cabo según lo establecido en
el Capítulo 2. El resultado es virtual (se realiza cada vez a fines de representación y análisis), con
el criterio de no cambiar los valores experimentales.
- Alteración de la escala en las medidas de concentración de O2 en gases a la salida del
economizador. Estas señales están tomadas de la consola de Sala de Control, donde sufren una
duplicación de escala para su visualización a cargas inferiores a 230 MW, cuando su valor puede
rebasar el 5 % en base húmeda. Por lo tanto, el registro queda dividido por dos en esas
condiciones. La señal que guía la conmutación a cada instante es la medida analógica del
vatímetro de potencia bruta, que no llega al SAD. La alteración se ha corregido modificando
permanentemente las posiciones de la base de datos, para lo que se ha utilizando el registro de
potencia bruta según flujo de contador, nominalmente igual a la medida del vatímetro. El
procedimiento es exacto salvo durante las variaciones de carga en torno a 230 MW. Para esos
periodos, pueden producirse errores, dado que la conmutación real es instantánea y lo grabado
son medias. Con objeto de evitar valores erráticos, el algoritmo diseñado corrige bajo la
hipótesis de un ritmo constante de variación de 3 MWe/min (que es el valor usual para esta
instalación) cuando la señal de carga media es de 230 ± 3 MWe. Todos los periodos estables a
240 MWe (225 a 260 MWe en el valor de la categoría estable) fueron revisados a posteriori
para asegurar la ausencia de oscilaciones inducidas por el cálculo. El error cometido durante las
transiciones entre escalones de carga no repercute en el análisis, ya que este se lleva a cabo sólo
a carga estable.
- Caudal de gas natural. La medida del consumo de gas natural está registrada como flujo del
correspondiente contador de cada grupo en magnitud volumétrica (m 3 /h). Para obtener el caudal
másico expresado en m 3 en condiciones normales por hora (Nm 3 /h), es preciso corregir la
diferencia de densidades. Puesto que no se miden presión y temperatura del suministro, la
corrección se ha efectuado mediante el flujo del contador general de gas a los tres grupos que
lleva ya incorporado el ajuste a condiciones normales. El caudal másico se reparte a cada grupo
proporcionalmente a su señal de caudal volumétrico, ya que las condiciones son
aproximadamente iguales para los tres, eliminando además un error de cero observado de unos
30 m 3 /h ó 5 impulsos de contador. Dada la precisión de los contadores, la incertidumbre
estimada para la nueva variable se considera resultado de la incertidumbre de los flujos de los
cuatro contadores implicados y resulta alcanzar un máximo de ± 156 Nm 3 /h.
- Caudal de carbón. Como es usual en unidades de carbón pulverizado, no existe medida de esta
magnitud. Sin embargo, puesto que los alimentadores son volumétricos, sí es posible calcular el
caudal volumétrico de carbón, de lo que resulta una referencia muy útil con objeto de contrastar
a tiempo real los datos manuales de carbón, según se verá posteriormente. El caudal volumétrico
de carbón se calcula así como la suma de los flujos del contador de velocidad de cinta de los seis
alimentadores y, como no es necesario su valor físico ni lo requiere su tratamiento posterior, se
expresa en rpm y no necesita filtrarse. La incertidumbre asociada es de ± 61 rpm, constante en el
intervalo de 0 a 6000 rpm. Hay que recalcar el carácter estrictamente estacionario de la medida.
En transitorios carece de significado, pues el flujo de carbón que abandona el molino no es igual
al entrante. Igualmente, durante el accidente de pérdida de un molino, el carbón desliza sobre la
cinta, por lo que la señal de velocidad no es una medida de caudal volumétrico en alimentación.
- Filtrado de señales de alimentadores. Las técnicas de filtrado digital son aplicables a cualquier
tipo de datos adquiridos en continuo, aunque por lo común no serán necesarias para los valores
analógicos promediados. Por el contrario, las señales flujo de contador requieren filtrado cuando
el intervalo de muestreo está en el límite de la precisión aceptable. Como ya se observó, estas
señales presentan una oscilación de magnitud constante debida a la discretización del valor
integral. En unidades físicas, el hecho sólo es importante en el caso de las velocidades de los

alimentadores, cuya incertidumbre es de ± 25 rpm a consecuencia de ello. Esta cifra sólo llega a
representar un ± 10 % de la medida cuando ésta es de 250 rpm, lo que cae por debajo del
punto mínimo de operación, de forma que el error está limitado. No obstante, para el tratamiento
posterior es preciso eliminar la oscilación. Afortunadamente, las propias características del
registro facilitan el uso de filtros digitales.
La señal esta compuesta de una variación portadora de periodo en el orden de varias horas, que
es la que refleja la evolución real del alimentador, más una oscilación superpuesta de pequeño
periodo. Naturalmente, la oscilación tiende a disminuir su frecuencia conforme el valor real se
acerca a múltiplos de 25 rpm, pero se observa en la práctica que normalmente aparece una
banda de amplitud igual a 25 rpm cuyo periodo está próximo a los dos minutos y, por tanto, se
centra aproximadamente en torno al valor verdadero. Estas características aconsejan el uso de
un filtro digital paso bajo cuya frecuencia de corte se sitúe por debajo de los 4 mHz. Por
simplicidad, se ha elegido el filtrado paso bajo RC, que numéricamente es un sencillo filtro
recursivo de primer orden (Enochson & Otnes, 1968). Sus características se determinan
experimentalmente, hallándose que un peso del 80 % de atenuación (equivalente a una frecuencia
de corte de 2 mHz) reduce hasta un 25 % (± 7 rpm) la oscilación de alta frecuencia, lo que se
considera adecuado.
No obstante, el algoritmo también recorta componentes de baja frecuencia, ya que se trata de
un filtro RC. Así, aunque las variaciones de periodo igual a 12 horas (carga cíclica) apenas se
atenúan (99 %), la reducción pasa a ser del 47 % para variaciones de periodo igual a 30
minutos. Y en cualquier caso, no hay que olvidar que la respuesta ante un escalón será
exponencial, retardándose de esta manera la señal obtenida. Por otra parte, existen transitorios
de menor duración que es conveniente no eliminar, como por ejemplo la caída y arranque de un
molino, que a veces dura menos de 10 minutos. Todas estas desventajas pueden obviarse con
facilidad debido a que la amplitud de la componente de alta frecuencia es constante: basta
suprimir la acción del filtro cuando la variación supera el doble de dicha amplitud. En la práctica,
se encuentra más conveniente el doble de este valor (± 100 rpm), con objeto de estabilizar
desviaciones puntuales fuera de la banda base. De esta forma, no es necesario el uso de filtros
recursivos de mayor orden.
3.3 DATOS AJENOS AL SAD. TRABAJO EN CAMPO.
Datos sobre alimentación de carbones.
Desde el punto de vista del funcionamiento térmico de la caldera, los datos adquiridos en
continuo no están completos si no incluyen el flujo másico, el análisis elemental del combustible y
su potencia calorífica. Como fácilmente se comprenderá, la medida de estas variables resulta
difícil en calderas de carbón pulverizado. Aunque existen sistemas para la calibración
gravimétrica de los alimentadores e incluso para la determinación en tiempo real de muchas de
las características del carbón quemado (Crim, 1986; Sotter, 1988; Makanski, 1989), por lo
común no suelen usarse. Según muestra Lozano (1987), el flujo másico de carbón puede
calcularse cerrando el balance de energía de la unidad, para lo que se cuenta con las suficientes
medidas. Ahora bien, previamente es necesario determinar las características energéticas antes
mencionadas para el carbón que entra a los quemadores en cada instante.
Como reflejo de las tendencias actuales en la utilización de carbones, las pautas de alimentación
de combustible en la instalación bajo estudio no son fijas, y se usan mezclas cuya composición
varía en función de factores externos y de operación del propio grupo termoeléctrico y de la
planta de lavado. A la variabilidad natural dentro de una misma mina o conjunto de minas se
añade una continua variabilidad debida al cambio de mezcla. Esta circunstancia complica la

obtención de datos fiables sobre el carbón quemado, pero a su vez los hace más necesarios. En
efecto, al cambiar las características de la mezcla varía también el comportamiento del equipo en
lo que se refiere al fenómeno de la fusión de escorias. Por lo tanto, si se intentan identificar los
parámetros operacionales que influyen en el problema, es imprescindible conocer aunque sea
aproximadamente cuáles son las mezclas de carbón que se queman. El enfoque operacional de
nuestro estudio permite considerar únicamente la composición dada en porcentajes de cada tipo
de carbón, identificando sólo sus propiedades energéticas y no entrando en otros aspectos como
granulometría, temperaturas de fusión de las cenizas o composición de las mismas, por citar
algunos ejemplos relacionados con los fenómenos de escorificación. En cualquier caso, la falta de
datos sobre la variación de combustibles imposibilita un estudio de operación orientado en este
sentido.
Cuando no se dispone de datos específicos y existe gran variación de combustibles, el mejor
procedimiento consiste en utilizar análisis de laboratorio para las clases genéricas, combinados
con informes de operación diaria de la alimentación de carbones. La fiabilidad del resultado ha
de matizarse: aunque posiblemente se dotará a la base de datos de una referencia útil sobre los
combustibles y sus cambios, es obvio que las posibilidades del análisis energético de la caldera
se recortarán en gran medida. En cualquier caso, es imprescindible evaluar la utilidad de los
datos compilados, es decir, averiguar si la información nominal refleja efectivamente cambios
reales en operación y estimar la incertidumbre de los valores de cara a un balance de energía.
Seguidamente, explicamos el procedimiento a seguir aplicado a nuestro estudio en particular y los
criterios generales de evaluación.
Los tipos de carbones utilizados en la central térmica Teruel durante el periodo de ensayos se
muestran en la tabla 3.7. Los lignitos no tratados se han agrupado en la clase genérica lignito
bruto. Con ligeramente mejores características se tiene la clase de los lignitos triturados. Los
lignitos de la cuenca de Mequinenza deben clasificarse aparte, dado que sus contenidos en
carbono fijo y volátiles son diferentes. Al tipo lignito lavado se le han asignado las características
promedio del producto de salida del lavadero. Finalmente, están las hullas utilizadas para mejora
de la explotación.
LT LB MQ LV H
ANALISIS Carbono fijo 27,77 23,38 15,00 25,14 53,41
APROXIMADO Humedad 21,56 21,22 24,08 29,11 8,28
% peso Volátiles 25,10 24,10 35,04 23,24 26,94
Cenizas 25,57 31,30 25,88 22,51 11,37
ANALISIS Carbono 38,86 33,07 36,22 34,22 70,72
ELEMENTAL Hidrógeno 2,56 2,30 2,77 2,22 3,74
% peso Oxígeno 5,98 5,44 4,27 6,62 3,87
Nitrógeno 0,47 0,40 0,50 0,40 1,49
Azufre 5,00 6,27 6,28 4,92 0,53
PCS, kcal/kg 3646 3101 3492 3136 6578
Tabla 3.7. Clases de carbones y propiedades promedio. Fuente: informes de laboratorio sobre
entrada de carbones al parque y salida de lavadero desde julio de 1988 a mayo de 1990,
Central Térmica Teruel. Clave: LT= Lignito triturado, LB= Lignito bruto, MQ= Lignito de
Mequinenza, LV= Lignito lavado, H= Hulla.
La alimentación base la constituye una parva homogeneizada de la que en general forman parte
carbones de todas las clases genéricas. También se alimentan directamente hullas, lignitos brutos
y lignitos triturados. Se efectúan dos llenados de tolvas por turno, cuya composición puede
variar incluso dentro de un mismo turno y, de hecho, lo hace frecuentemente. La información

ecuperada del Servicio de Carboneo consiste en el porcentaje en peso estimado de una
determinada parva y de lignito triturado, lignito bruto y hulla, con una resolución de cuatro horas.
Puesto que no es posible seguir el balance de materia a las tolvas, se ha aplicado cada llenado
con un retraso promedio de ocho horas. Por lo tanto, en torno a cada cambio nominal de
combustible, existe como máximo este periodo de tiempo durante el cual la composición puede
ser errónea. Por otra parte, los porcentajes son estimaciones, ya que se basan en calibraciones
gravimétricas aproximadas de elementos de alimentación volumétrica. De la misma manera, la
práctica usual de alimentar con lignito triturado uno de los molinos se ha tenido en cuenta a través
del registro de velocidad del alimentador correspondiente. Sí se dispone de la composición
rigurosa de parva y de las características de cada componente, así como del promedio.
Toda la información se ha incorporado a los archivos de la base de datos, como resume la tabla
3.8. Se muestran asimismo los rangos característicos en que se encuentra cada porcentaje.
Nótese que aunque el esquema se ha adaptado para que cubriera todo el periodo de ensayos, la
pauta seguida durante el primer periodo (noviembre de 1988 a febrero de 1989) es diferente a la
del segundo (febrero a mayo de 1990). Durante el año 88 y principios del 89, no se utilizaba
hulla en parva ni funcionaba la planta de lavado. A partir de entonces, todas las clases están
incluidas en la mezcla homogénea y los lignitos brutos alimentan casi exclusivamente el lavadero,
siendo su porcentaje en parva muy pequeño y nulo fuera de ella. Durante ambos periodos se
utilizaron hullas y lignitos triturados fuera de la mezcla para situaciones especiales, como por
ejemplo, el caso frecuente de un molino fuera de servicio. En el año 90 fue masivo el consumo de
lignitos triturados fuera de la parva para ajustar las condiciones de operación.
1988/89 1990
190 ESTIMACION % PESO DE PARVA EN CARBON 25 - 80 60 -
100
191 % PESO DE LIGNITO LAVADO EN PARVA 0 25 - 60
192 % PESO DE LIGNITO TRITURADO EN PARVA 40 - 75 30 - 50
193 % PESO DE LIGNITO MEQUINENZA EN PARVA 3 - 6 3 - 5
194 % PESO DE HULLA EN PARVA 0 10 - 20
132 % PESO DE LIGNITO BRUTO EN PARVA 25 - 50 0 - 3
195 ESTIMACION % PESO DE HULLA EN CARBON 15 - 25 0 - 25
196 ESTIMACION % PESO DE LIGNITO TRITURADO EN CARBON 0 - 60 0 - 20
100 ESTIMACION % PESO DE LIGNITO BRUTO EN CARBON 0 - 20 0
Tabla 3.8 Datos sobre alimentación de carbones.
Se poseen datos para casi todos los días de toma automática (v. tabla 3.3). De esta forma, los
registros creados pueden utilizarse directamente para identificar la composición en clases
genéricas o bien combinarlos con los análisis tipo de la tabla 3.7 o con análisis de días y/o
carbones en concreto para obtener una aproximación a las características del carbón quemado
en cada instante. Para ello es preciso suponer que la mezcla total que constituye el carbón
procesado es homogénea. Se habrá advertido no obstante que se ha conservado la separación
entre el mismo tipo de carbón dentro y fuera de la parva en lugar de calcular un porcentaje
global. Aparte de que la procedencia de la información es distinta, la parva sí es homogénea
mientras que la alimentación fuera de parva consiste en una simple mezcla, lo que pudiera resultar
significativo.
Evaluación de datos sobre alimentación de carbones.
Considerando el método de obtención, parece evidente el carácter meramente indicativo de este
tipo de datos sobre el carbón quemado. El propósito básico al utilizar esta información deberá
ser la comparación de distintas situaciones de funcionamiento. Hay que observar que en este

aspecto existe una ventaja sobre la manera habitual de manejar datos de carbón aplicados a
gestión diaria de operación. Los análisis diarios rutinarios utilizan un número limitado de muestras
tomadas de la cinta general. Si la variabilidad en la alimentación es grande, las muestras no son
representativas de la mezcla, por lo que si bien proporcionan un orden de magnitud, no pueden
usarse para comparaciones. Puesto que nuestra elaboración parte de datos de operación,
resultará en principio más adecuada desde este punto de vista.
Obviamente no existe forma de evaluar a priori la fiabilidad de las composiciones de mezcla. Sin
embargo, sí es posible investigar cualitativamente su grado de aproximación a la realidad a través
de datos de operación grabados en continuo. Esto permite también averiguar hasta que punto los
valores son utilizables en un balance de energía. Para ello considérese que, en condiciones
estables y sin consumo de combustible de apoyo, se cumple aproximadamente
η.ρ. . m v.pcs = Q C = cte. (3.1a)
donde η es el rendimiento energético de la caldera, ρ la densidad aparente del carbón
pulverizado, . mv su caudal volumétrico, pcs su potencia calorífica superior y QC el calor neto
entregado al ciclo. El caudal volumétrico puede medirse en cada momento a través de la
velocidad de los alimentadores y se sabe por experiencia de operación que refleja fuertemente
variaciones en la PCS de la mezcla alimentada. Para cuantificar en orden de magnitud esta
relación, puede diferenciarse la ecuación anterior, obteniendo
Δ
.mv
. mv Δρ Δpcs Δη
= - (
ρ
+
pcs
+
η
)
(3.1b)
Se está suponiendo que la PCS del carbón y su densidad son independientes. El término Δη/η
se estima a partir de pruebas de rendimiento y puede estar en torno al 1 - 2 %. A fin de
establecer un rango para las variaciones de ρ ha de recurrirse a estadísticas de consumo en
parque comparadas con la velocidad de alimentadores integrada, ya que la densidad aparente
del carbón en polvo depende de muchos factores que se desconocen. En nuestro caso, la
contabilidad muestra (C.T. Teruel, 1989, 1990) que la densidad del carbón sin lavar (LT+H,
años 88-89) está próxima a 0,06 T/h.rpm, mientras que para mezclas con carbón lavado (año
90), desciende a 0,0522 T/h.rpm. Esto es debido a la mayor humedad y a la eliminación de
fracciones pesadas. La densidad aparente se moverá pues entre estas dos cifras, de forma que el
término Δρ/ρ puede estimarse como inferior a un 15 %. Así, según la ecuación 3.1b, toda
variación observada en el caudal volumétrico del carbón superior al 15 - 17 % no puede deberse
sólo a cambios de densidad del carbón o comportamiento térmico de la caldera, sino que señala
inequívocamente un cambio en la PCS de alimentación.
Por lo tanto, la suma de las velocidades de los alimentadores responde a la calidad del
combustible procesado 14 . Una curva representativa puede verse en la figura 3.5. La gráfica
escalonada representa un cambio registrado manualmente en la alimentación, pasando de un 60
% de parva con lignito triturado a un 100 % de parva. Se observa como el caudal volumétrico
de carbón cambia claramente dentro del plazo previsto. En este caso, la nueva mezcla entra
nominalmente a las 18 h pero realmente comienza a llegar a partir de las 20 h. La transición es
por supuesto gradual y no abrupta. Por tanto, los datos de operación de carboneo son al menos
aproximados, si descontamos la ventana de ocho horas centrada en torno a la variación nominal.
No obstante, dentro de los periodos nominalmente estables existen también (aparte del ruido de
14 En realidad se trata de un hecho bien conocido en diseño de calderas de carbón pulverizado. El sistema de
control considera el flujo de carbón proporcional a la suma de velocidades de alimentadores y utiliza una
señal tacométrica como demanda principal a los sistemas de aire total y aire primario. El diseño se basa
lógicamente en una calidad de carbón constante, pero el lazo de consigna del exceso de oxígeno y otros lazos
de regulación que actúan en paralelo permiten que el sistema funcione incluso con mezclas de propiedades
muy variables.

alta frecuencia de los contadores) variaciones a corto plazo inexplicadas. Por ejemplo, nótese en
la figura el descenso del caudal a partir de las 12 h. Estos cambios pueden deberse a alteraciones
menores no registradas o heterogeneidades en la alimentación, pero al ser inferiores al 15 %
estimado anteriormente, nada puede afirmarse categóricamente. De cualquier forma, es preciso
tomar en cuenta que muy posiblemente los datos manuales pasan por alto alteraciones en la
calidad del carbón.
Respecto al valor de la PCS y el análisis elemental para su utilización en balances de energía, es
imposible asignar valores concretos de incertidumbre, pero el examen de datos en continuo hace
también posibles ciertas acotaciones. En principio podría utilizarse la fórmula 3.1a para obtener
el verdadero valor de la PCS del carbón que se quema en condiciones estacionarias, ya que Q C
es calculable a través de las medidas del circuito agua-vapor e incluso el aporte energético con
gas natural puede descontarse, pues se mide su caudal. Sin embargo, nuestros cálculos arrojan
resultados erráticos y tan alejados de los nominales que deben deshecharse por erróneos. El
motivo principal es que el valor instantáneo de la densidad del carbón es desconocido. Las
estadísticas sobre ρ antes citadas no pueden usarse con los datos adquiridos en continuo, pues
las mezclas utilizadas contienen carbones dentro de un amplio rango de densidades, sobre todo
debido a la utilización de carbones lavados. Por otra parte, aun conociendo la PCS instantánea,
el análisis elemental promedio de la mezcla supuesta homogénea dificilmente puede deducirse a
partir de esta cifra, dado que están presentes cinco clases diferentes de carbones, tabla 3.7. En
general, el método puede ser efectivo dependiendo de las características de cada caso, y
resultaría por ejemplo prácticamente exacto con alimentaciones basadas en la mezcla homogénea
de un máximo de dos clases de carbones con poca variabilidad en sus características.
Para este estudio, sin embargo, hemos de utilizar los datos nominales. Es fácil responder con un
simple ejemplo a la cuestión de su fiabilidad genérica y de cara a un balance de energía. El
cambio de alimentación típico visto en la figura 3.5 está registrado nominalmente como el paso
de una mezcla compuesta de un 60 % de parva de 3846 kcal/kg más un 40 % de lignito triturado
de 3207 kcal/kg a una mezcla al 100 % de parva de 3723 kcal/kg. La PCS promedio nominal
ha aumentado pues de 3590 kcal/kg a 3723 kcal/kg. Sin embargo, el caudal volumétrico de
carbón aumenta un 24 %, lo que indica que en realidad, la PCS promedio ha disminuido. Los
datos nominales son por tanto bastante sospechosos en lo que a su valor absoluto se refiere y
posiblemente no tiene mucho sentido trabajar con propiedades promedio.
Para precisar más esta cuestión hay que llevar a cabo una comparación con datos escogidos de
la totalidad del censo. Así, por un lado se han seleccionado periodos de tiempo en los que el
valor de la PCS nominal posee a priori un grado de fiabilidad máximo, de acuerdo con los
siguientes criterios:
1) Se esta quemando nominalmente un 100 % de parva y nada más que un 100 % de parva
según consta en el parte diario. Los valores se toman del parte de composición de parvas, de
forma que la PCS es un promedio efectuado directamente a partir de fracciones en peso de
carbones concretos, incluyendo el producto de la planta de lavado.
2) Se eliminan 16 horas antes y después de cada cambio nominal en la alimentación. De los
periodos restantes, se eliminan los inferiores a 8 horas.
Por otro lado se consideran todas las categorías a carga, configuración de fuegos y consumo de
gas estables (v. sección 3.4) que cumplan
1) Carga superior a 345 MW.
2) Molinos igualados y sin consumo de lignito triturado en ninguno de ellos.
3) Caudal de gas natural nulo.
De la intersección de ambos conjuntos se obtiene un total de 54 periodos, que se muestran en la
tabla 3.9. Corresponden a tan sólo 8 parvas diferentes, lo que puede dar una idea de la

variabilidad en la alimentación. La representación de la PCS nominal frente al valor medio del
caudal volumétrico de carbón durante esos intervalos de tiempo puede verse en la figura 3.6. El
resultado no es muy satisfactorio si consideramos los estrictos criterios de selección. Aunque
parece existir una correlación lineal, aproximadamente un 30 % de los puntos se aparta de ella
notablemente. Las 17 categorías que presentan esta desviación vienen indicadas en la tabla 3.9.
Se observa el hecho significativo de que siempre se trata o bien de todos los periodos
correspondientes a una misma parva o bien de periodos situados al comienzo de una parva. Esto
sugiere un desacoplo entre la alimentación real y la nominal, quizá resultado de los errores e
imprecisiones que caracterizan la información de partida. La evidencia es no obstante demasiado
débil como para llegar a conclusiones. Por otra parte, los datos del carbón correspondientes a
los 37 periodos restantes pueden considerarse en cierto sentido como los más fiables de todos
los compilados.
DIA
REGISTRO
S
PARVA Nº DIA REGISTRO
S
PARVA Nº
61 276 03ABR90 1 282 208/90
28FEB90 364 545 19ABR90 331 555
562 720 695 720 109/90
1 220 104/90 20ABR90 1 98
01MAR90 269 372 113 301
405 550 08MAY90 429 502
583 699 536 720
06MAR90 181 586 09MAY90 1 720
599 720 205/90 1 24
07MAR90 1 322 10MAY90 38 296
496 526 400 451
08MAR90 541 720 579 720
09MAR90 1 351 11MAY90 1 217
374 720 105/90 548 720 211/90
10MAR90 1 58 1 83
308 666 109 146
28MAR90 541 720 12MAY90 160 272
29MAR90 1 282 279 484
299 720 499 554
30MAR90 1 333 107/90 562 683
375 710 14MAY90 250 318
337 436 333 369
31MAR90 544 574 15MAY90 421 490
594 720 586 687
222 309 16MAY90 244 691 111/90
02ABR90 381 574 208/90 17MAY90 305 540
607 720 555 661
Tabla 3.9. Periodos estables con datos nominales de carbón fiables.
PCS fuera de correlación con el caudal volumétrico.

En resumen y como conclusiones sobre la utilización de datos nominales de operación para
estimar la composición y propiedades energéticas del carbón procesado turno a turno puede
afirmarse
1 La identificación de los tipos presentes en la mezcla parece adecuada a efectos de
comparación. Puesto que existen alteraciones no registradas, será necesario trabajar con
estadísticas globales y teniendo siempre en cuenta la posibilidad de resultados aberrantes. Es
preciso excluir de cualquier análisis relacionado con el carbón un intervalo de tiempo de 8 horas
centrado en torno a cada variación nominal en la alimentación. Es necesario comprobar la
estabilidad del caudal volumétrico de carbón durante los periodos incluidos en las estadísticas.
2 Los valores obtenidos mediante datos de laboratorio y composiciones de mezcla de
operación para la PCS y el análisis elemental del carbón supuesto homogéneo no son en general
fiables y por tanto no pueden usarse para calcular en términos absolutos un balance térmico de la
caldera. La incertidumbre absoluta no puede estimarse. No obstante, se ha seleccionado un
grupo reducido de intervalos para los cuales es razonable suponer un mayor grado de
aproximación que para el resto. Durante esos periodos sí se considera útil el cierre del balance,
siempre con el objeto de analizar variaciones a corto plazo y previa comprobación de la
estabilidad del caudal volumétrico.
3 Sólo si la mezcla es homogénea y compuesta de un número limitado de clases de carbón con
características poco variables, es posible utilizar el caudal volumétrico dado por la velocidad de
los alimentadores para estimar en continuo las propiedades del combustible. La fórmula 3.1a
puede aplicarse con valores típicos de densidad y rendimiento de caldera y con el cierre continuo
del balance al lado vapor. Como alternativa, es preferible la determinación experimental. Un
periodo de pruebas con todo el rango de composiciones puede servir para elaborar a cada carga
una gráfica lineal como la sugerida por la figura 3.6. Hay que descontar intervalos de operación
transitoria y se precisan naturalmente datos fiables de carboneo y laboratorio. El procedimiento
permite una medida objetiva en tiempo real de la PCS en alimentación. Obviamente, el cálculo a
partir de esta variable del análisis elemental y otras características promedio sólo será exacto con
dos tipos genéricos de carbón, aunque cabe estudiar el uso de correlaciones según las clases de
combustible que intervengan.
Observaciones en campo y plan de ensayos.
De los 147 días para los que se poseen datos, tabla 3.3, fue observada directamente la
operación de caldera y se siguió el comportamiento de las variables medidas durante uno o dos
turnos pertenecientes a 116 días. Se hicieron anotaciones en campo no sujetas a formato para 63
de ellos. Los ensayos de estrategias de operación ocuparon 50 días, repartidos entre los dos
periodos.
La primera serie tuvo lugar simultáneamente a las pruebas del sistema, con 13 medidores
instalados, y comprende 10 días entre noviembre de 1988 y marzo de 1989. El régimen de
cargas era cíclico con un intervalo típico de 12-14 horas a carga plena (350 MWe),
reduciéndose a 280 - 210 MWe durante la noche y fines de semana. Existe una excepción, con
carga plena durante más de 24 horas. El combustible consistió principalmente en mezclas de
carbones sin lavar. La segunda serie se llevo a cabo durante 40 días comprendidos desde marzo
de 1990 hasta mediados de mayo del mismo año, siendo el objetivo principal ensayar las
maniobras de operación con un régimen de carga base, en la medida que lo permitieran los
requerimientos de producción. Las pruebas se realizaron con la red completa de medidores en
funcionamiento. La carga plena se mantuvo durante 8 semanas (más una adicional con parada

fortuita a mitad de semana), bajando a carga parcial sólo durante los fines de semana. Las
mezclas de carbón utilizadas contenían un alto porcentaje de lignito negro lavado. La tabla 3.10
es un resumen de todos los días de ensayo de estrategias.
DIAS CONDICIONES
COMIENZO FINAL CARBON CARGA MEDIDA qa
21DEC88
07FEB89 10FEB89 Sin lavar Cíclica 13
14FEB89 17FEB89 Sensores
17MAR89 Base 35 h
26FEB90 02MAR90 Base 5 días
05MAR90 08MAR90 Base 2,5 días
19MAR90 23MAR90
26MAR90 30 MAR90 Red
02ABR90 06ABR90 Lavado completa
16ABR90 20ABR90 Base 5 días
24ABR90 27ABR90
01MAY90 04MAY90
07MAY90 09MAY90
Tabla 3.10 Días de ensayo de estrategias.
Durante la primera etapa, y con objeto de contrastar la indicación de los sensores de flujo de
calor, se confeccionó un parte de cámara de combustión para ser cumplimentado por el personal
de operación. El modelo se muestra en la figura 3.7. La información requerida consiste en las
apreciaciones del fogonero respecto al estado de suciedad observado por los portillos laterales
del hogar a diversas alturas cuatro veces por turno.Se compiló un total de 53 partes, que cubren
aproximadamente los mismos intervalos de tiempo que los archivos de datos de la primera
época.

FUSION DE ESCORIAS CAMARA DE COMBUSTION GRUPO 1
Fecha: de de 198 Turno:
OBSERVACIONES ESCORIA
PLANO HORA LADO DERECHO LADO IZQUIERDO
SOPLA. ESPESOR FLUIDEZ BRILLO ESPESOR FLUIDEZ BRILLO
C
E
V
C
E
V
C
E
V
C
E
V
C
E
V
FOGONERO FIRMA
Figura 3.7 Parte de cámara de combustión (anverso).
INSTRUCCIONES
- En cada plano se observarán ambos lados.
- Si hay observaciones adicionales, indicar el plano (C, E o V) y la hora.
- Las características de espesor y fluidez de la escoria y brillo de la llama se puntuarán de 1 a 4 de
acuerdo con los siguientes baremos:
ESPESOR 1- Tubos limpios FLUIDEZ 1- Como agua BRILLO 1- Bajo
2- Capa fina. Se ve la 2- Viscosa 2- Normal
forma de los tubos.
3- Muy viscosa. 3- Alto
3- Capa gruesa, Se Aparecen grumos
oculta la forma de los sólidos. 4- Imposible la
tubos. observación.
4- Sólida.
4- Gran acumulación.
- Si debido a alguna incidencia no se efectuara alguna observación, indicar la incidencia.
- NORMAS DE SEGURIDAD. Se tomarán en todo momento las debidas precauciones. Nunca se
efectuara una observación
Sin haberla coordinado con Sala de Control.
Sin conocer el plan de soplados de la zona.
Sin la indumentaria de protección adecuada (guantes, casco y mascarilla.)
Mirando perpendicularmente al portillo
Sin la compañía de al menos una segunda persona.
Se seguirán igualmente todas las normas de seguridad relativas al tránsito por la zona de caldera.
Figura 3.7 (continuación) Parte de cámara de combustión (reverso).

3.4 OBJETIVOS Y ESTRUCTURA DEL TRATAMIENTO DE
DATOS
La caldera considerada como un sistema de excitación-respuesta.
El análisis de la gran cantidad de datos experimentales adquiridos está sujeto, como se ha
explicado, a dos condicionantes. En primer lugar, los parámetros de funcionamiento son
ampliamente variables y por otro lado se carece de un modelo que aproxime el comportamiento
térmico. El estudio debe ser semiempírico: no existe teoría exacta y por tanto hemos de basarnos
en técnicas estadísticas. Aplicar la estadística en bruto carece de sentido, pues las condiciones de
operación son variables y las relaciones esperadas complejas. Surge así la necesidad de
considerar la caldera de potencia desde un punto de vista muy general para llegar finalmente a un
planteamiento concreto a través de aproximaciones razonables.
Contemplemos la unidad y su sistema de control como una caja negra con entradas y
salidas. Las entradas son aquellas variables cuya magnitud viene prefijada desde el exterior de la
caldera, es decir, son independientes (dentro un rango y con las lógicas limitaciones) del propio
comportamiento térmico de la instalación. Las salidas son todos los parámetros que constituyen
la respuesta a estas entradas independientes. El objeto de cualquier análisis empírico es explicar
cómo y por qué cambia esta relación, es decir, identificar los mecanismos que alteran la
respuesta cuando la excitación es fija. Obviamente, es preciso concretar mucho más, para lo cual
habrá que tener en cuenta a lo largo del estudio: 1) los modos habituales de operación, 2) los
datos disponibles, 3) el efecto de las aproximaciones que será necesario realizar, 4) el carácter
general de las relaciones que se busca explicar, y 5) la influencia de otros mecanismos sobre las
tendencias que se observen. El planteamiento es en realidad muy complejo.
La tabla 3.11 es una lista de todas las variables medidas en continuo que pueden
contemplarse como independientes. Se han agrupado en cuatro clases. Por un lado, se tiene el
ambiente atmosférico y las condiciones en que el fluido de trabajo llega desde el ciclo de
potencia. El resto son variables determinadas directamente por la compañía explotadora o por el
operador: potencia que se desea (expresada por los caudales de vapor o la potencia eléctrica
bruta) y condiciones de operación: exceso de oxígeno, caudal de gas natural, calidad del carbón,
soplado en carga y distribución de fuegos de carbón. Obviamente, la lista es una simplificación:
se están tomando en cuenta únicamente los factores más importantes, dejando fuera parámetros
como el manejo individual de cada quemador o multitud de actuaciones y correcciones manuales
a los lazos de regulación automática. Hay que proceder así debido a que es imposible disponer
de todos los datos sobre acciones de operación: el tratamiento es aproximado desde su
principio. En algunos casos, se podrá contar no obstante con observaciones en campo utilizables
fuera de la sistemática general, como por ejemplo, la situación de cada quemador durante
determinadas experiencias. Por otra parte, hay que precisar que la clasificación es discutible

desde un punto de vista general. El exceso de oxígeno es una mezcla de variable independiente y
respuesta, ya que el punto de consigna es fijado por el operador pero la variable responde
también a la demanda de combustible. Igualmente, podría argumentarse que los soplados
constituyen realmente una respuesta a la carga deseada y a la calidad del carbón. Puesto que el
estudio se enfoca a operación se ha preferido clasificar a ambas como parámetros
independientes.
VARIABLES INDEPENDIENTES. SEÑALES (V. tablas 3.1 y 3.15)
Condiciones atmosféricas. 16, 17 y 18
Producción: potencia bruta. 176 ó 21 y 22
Operación Exceso de oxígeno. 30 y 31
Filas de quemadores de carbón. 19, 20, 43, 44, 53 y 54
Combustibles. 13, 190 - 196, 100 y 132
Soplados. 184 y 201 - 208
Ciclo de potencia: T as de entrada agua-vapor 83, 86 y 89
Tabla 3.11 Variables independientes.
En lo que respecta al objeto de nuestro análisis, es posible simplificar aún más este esquema
general. La influencia que sobre los fenómenos de escorificación en el hogar tienen las
condiciones atmosféricas y del ciclo de potencia será en efecto despreciable frente a la de los
demás factores. Además, cabe la posibilidad de mantener algún otro parámetro en un valor fijo.
Así por ejemplo, durante las pruebas en campo realizadas no pudo llevarse a término un ensayo
riguroso de la modificación del caudal de aire de combustión, lo que permite eliminar también el
exceso de oxígeno, pues permaneció en sus niveles normales durante todo el registro de datos.
Por lo tanto, estos factores no se considerarán como variables independientes, quedando sólo la
carga, la configuración de filas de quemadores de carbón, el caudal de gas natural, los soplados
y las características nominales del carbón quemado.
Las señales no consideradas como independientes (v. tablas 3.1 y 3.15) expresan la
respuesta del sistema y contienen por consiguiente la información que se quiere analizar. Así por
ejemplo, las variaciones en la presión del circuito alrededor de la consigna reflejan directamente
variaciones en la carga. Las temperaturas del vapor sobrecalentado y recalentado están limitadas
a un valor fijo por el sistema de control, aunque pueden presentar desviaciones debidas a
desequilibrios térmicos. Otras magnitudes, como las caídas de presión en precalentadores, son
consecuencia de los condicionantes de operación pero también resultan de mecanismos ajenos,
como son en este ejemplo la deposición ácida y las fugas de aire. Las respuestas que más
interesan de cara al estudio de la fusión de escorias incluyen naturalmente la señal de los
instrumentos medidores de flujo de calor absorbido, las señales que describen el balance térmico
instantáneo de la unidad según se indica en la tabla 3.1 y todas las variables calculadas a partir de
éstas.

Nuestro tratamiento partirá de clasificar los datos según los diferentes valores que pueden
tomar las señales excitación. De esta manera, es posible procesar estadísticamente las variables
respuesta para cada grupo así obtenido. La información resultante está organizada y facilita por
tanto la observación de relaciones causa-efecto. Además, puesto que cada tendencia es la
composición de un gran número de comportamientos experimentales bajo las mismas
condiciones objetivas, los resultados poseerán un grado de fiabilidad mayor que los derivados de
observaciones aisladas.
Estados estacionarios y transitorios.
Otra circunstancia que hay que tener en cuenta al tratar los datos es que el registro es
continuo, por lo que contiene situaciones transitorias. Como ya se hizo observar, el significado de
las variables almacenadas (excepción hecha de las señales lógicas) se altera durante los
transitorios. El registro refleja en estas condiciones el retraso propio del sensor y el promedio
alisado de la evolución temporal. Para algunas señales, la variable almacenada se altera por
completo, como por ejemplo, el caudal volumétrico de carbón. La medida instantánea del flujo
de calor absorbido puede incorporar retrasos principalmente a causa de la inercia térmica de los
depósitos. A consecuencia de todo ello, las técnicas de medición y cálculo se utilizan bajo la
hipótesis básica de estado estacionario, como es el caso de los detectores de flujo de calor o el
cierre del balance térmico. Por otro lado, tal y como se ha planteado el tratamiento de datos, es
obvio que lo que se quiere y puede analizar es la respuesta estable de la caldera a los parámetros
estables de operación.
Será preciso en consecuencia desarrollar procedimientos para eliminar del registro las
situaciones transitorias. Definiendo estado estacionario (Marín, 1986) como aquel en que la
variación de todas las señales es del orden de su desviación típica, cualquier alteración de una
variable implica falta de estabilidad según el criterio más estricto. Sin embargo, se posee registro
de un gran número de parámetros de funcionamiento, por lo que no es practicable un estudio
previo de variaciones señal por señal. En su lugar, deben aplicarse criterios más amplios a la hora
de clasificar una situación como transitoria o estacionaria: la distinción ha de ser aproximada. Así
por ejemplo, Heil et al. (1981) consideran válidos los cálculos de transferencia de calor salvo
durante rápidas variaciones de carga.
Para este estudio, se han tenido en cuenta las diversas circunstancias que provocan
transitorios fuertes en la caldera. Estas son, lógicamente, las variaciones en los parámetros
independientes de operación ennumerados en el punto anterior. Así, es preciso descartar los
datos registrados durante todas las subidas o bajadas de carga, ya que éstas provocan la
alteración de la mayoría de las variables medidas. En lo que respecta a las condiciones de
transferencia de calor en el hogar, es preciso además deshechar las situaciones con configuración
de molinos o caudales de gas natural variables, puesto que aun manteniendo constante la carga,

la alteración de las condiciones globales dentro la cámara de combustión puede conducir a
medida errónea del flujo de calor o a resultados erráticos en el balance térmico. Por tratarse de
datos manuales, no pueden detectarse situaciones transitorias provocadas por un cambio en las
características nominales del carbón. Como ya se puso de manifiesto en la sección 3.3, la
transición en el tipo de carbón procesado es lenta, por lo que está justificado prescindir de este
factor para este aspecto del tratamiento.
Quedarán sin marcar los transitorios originados por el resto de las variables, que afectarán a
los resultados de los balances de energía. En cuanto a los medidores de flujo de calor absorbido
conviene decir que se comportan en la mayor parte de las ocasiones como áreas tampón (Marín,
1986) respecto al comportamiento térmico de la totalidad de la caldera. Dicho en otras palabras,
los continuos transitorios debidos a la limpieza de zonas sobre las paredes del hogar son
absorbidos por otras partes de la pared y el balance global de la instalación no se altera. Por
supuesto, existe la excepción de una limpieza generalizada en todas las zonas, pero esta
ocurrencia sólo es común durante los transitorios en carga, luego es admisible pasar por alto la
situación. Por otro lado, el proceso de deposición es en sí mismo un transitorio, pero las
constantes de tiempo son del orden de varias horas, por lo que tampoco es preciso considerar
este aspecto. La influencia de variaciones en otros parámetros puede despreciarse
aproximadamente ya que para algunos la variación es lenta (p. ej., el exceso de oxígeno) y para
otros el efecto es de pequeña magnitud (p. ej., los pequeños incrementos en caudales de agua de
atemperación).
Finalmente, es necesario determinar la amplitud de la ventana a eliminar del registro tras una
variación de la carga, los fuegos de carbón o el consumo de gas natural. Al tratarse de un
seguimiento continuo de la operación real, no es apropiado adoptar intervalos de estabilización
tan largos como los que se aplican a pruebas específicas (Sotter, 1988). La amplitud de la
ventana dependerá de las constantes de tiempo de la caldera, cuyo modelado está obviamente
fuera de consideración. No obstante, los propios datos almacenados proporcionan una primera
aproximación. Analizando el retraso entre velocidad de los alimentadores y carga eléctrica en el
alternador (variaciones normales lentas y rápidos accidentes de pérdida de molino), se tiene un
orden de magnitud del tiempo máximo que puede durar un transitorio. Este tiempo resulta ser en
nuestro caso de 2 a 5 minutos. Si por seguridad se amplia la ventana a 10 - 15 minutos, se tiene
la certeza de eliminar totalmente los datos grabados durante un transitorio.
Categorías de datos según periodos estables.
La realización práctica de los criterios de tratamiento de datos hasta ahora desarrollados se
concreta en la clasificación del registro de datos según periodos con condiciones estables en los
parámetros independientes de operación. El objetivo es triple:

1) Eliminar intervalos transitorios debidos a variación rápida.
2) Eliminar periodos durante los que las condiciones cambian con lentitud. (Nótese que no
es totalmente equivalente al punto anterior.)
3) Marcar todos los intervalos estables así definidos con un valor único de las variables
independientes.
Llamaremos a cada uno de los periodos estables obtenidos categoría de datos en
condiciones estables. Las variables que deben guiar la clasificación son la carga, la distribución
de quemadores de carbón por filas, el consumo de gas natural, las características nominales del
carbón y los soplados. El marcado se ha llevado a cabo mediante la creación de nuevas variables
definidas para cada instante de la siguiente forma:
1) Si la variable independiente no es estable toman un valor código de situación transitoria.
2) Caso contrario, se asigna el valor promedio durante todo el intervalo estable a que
pertenece el registro.
Como veremos, estas nuevas variables (que denominaremos genéricamente escalón )
pueden usarse para obtener estadísticas tomando en cuenta sólo los intervalos de estabilidad y
para manejar estas estadísticas en función del valor de cada parámetro independiente. El
tratamiento de la composición de la mezcla de carbones ya ha sido realizado, pues no se intenta
eliminar variaciones y se dispone de los valores nominales, v. tabla 3.8. Los soplados en carga
constituyen un caso especial. Según se ha comentado, se desprecian los transitorios que pudieran
originar y en consecuencia, su tratamiento debe realizarse a través de las señales lógicas.
Los algoritmos utilizados a fin de cumplir los objetivos para el caso de la carga, filas de
quemadores de carbón y caudal de gas natural se derivan directamente de los modos habituales
de operación y de los ritmos de variación consecuencia de ellos. Dado que sus oscilaciones
instantáneas son más previsibles, se escogió manejar las variables en su forma de flujos de
contadores. Puesto que se trata también de eliminar transiciones lentas, no basta con descartar
variaciones instantáneas superiores a la desviación típica. El procedimiento de marcado de
periodos inestables debe detectar también aquello intervalos en que la magnitud guía está
cambiando lentamente y en consecuencia no viola el criterio de la desviación típica. Para ello es
preciso examinar una ventana de registros consecutivos y analizar las variaciones absolutas
dentro de ésta. El algoritmo diseñado es el siguiente:
Variable escalón = 0
Para n registros consecutivos de la variable guía, avanzando de 1 en 1:
Si la variable no existe: variable escalón inexistente.

Fin de lazo
Si alguna de las n(n-1)/2 diferencias en la variable es mayor que el valor
límite: variable escalón = código de situación transitoria para los n registros
Posteriormente, se deposita en la variable escalón el valor medio de la variable guía durante
cada categoría estable separada por valores transitorio ó inexistente. Las magnitudes de n y el
valor límite dependen ambas tanto del criterio temporal explicado en el apartado anterior como
de los ritmos habituales de transición y las oscilaciones instantáneas, que para los flujos de
contadores son el doble de la desviación típica. Para cada variable independiente, el algoritmo se
concreta determinando los valores apropiados de sus parámetros en base a 10 ocurrencias
representativas de evolución normal y 10 accidentes (perdida de molino, consumo repentino de
gas natural, disparo de caldera; a menudo coincidentes), seleccionados al azar del censo de
datos. Los escalones resultantes se graban permanentemente en posiciones vacías de los
archivos. La tabla 3.12 resume los tres casos.
Estabilidad en Variable(s) guía Variable escalón n n, min. Valor límite
Carga 176 55 5 10 15 MW
Filas de quemadores 19, 20, 43, 15 4 8 0
de carbón.
44, 53, 54
Caudal de gas natural 13 97 5 10 620 Nm3 /h
Tabla 3.12 Parámetros de definición de las categorías estables de datos
Un resultado típico para la potencia bruta se presenta en la figura 3.8. Nótese como el
método elimina también los registros que preceden a cada variación. De esta forma, los
intervalos con fuertes oscilaciones en ambos sentidos se marcan en su totalidad, con el
inconveniente menor de eliminar un reducido número de valores correctos. Hay que precisar que
debido al carácter empírico del procedimiento, la clasificación es aproximada. No obstante y por
la misma razón, el número de registros transitorios no descartados se mantiene en un mínimo y su
efecto en los resultados finales se juzga despreciable. También puede observarse que el
algoritmo produce categorías de muy corta duración que en consecuencia son nominalmente
estables, pero obviamente hay que eliminar de la estadística general por no ser significativas. Los
periodos estables determinados duran en raras ocasiones más de 24 horas; se procesan
indiscriminadamente todos los registros de días consecutivos.
Por último, damos cuenta del tratamiento especial para la distribución de filas de
quemadores de carbón. Las velocidades de las cintas de los alimentadores de los molinos indican
en cierta medida cuál es esta configuración, ya que en nuestro caso cada molino distribuye
combustible a una fila. Así, el modo habitual de trabajo consiste en manejar los seis molinos a la
misma carga y con la misma mezcla (se dice entonces "alimentadores o molinos igualados"). A

cargas parciales y durante las estrategias de redistribución de llama, parte de los molinos se
hacen funcionar a menor carga, absorbiendo los demás la diferencia ("alimentadores X e Y
parados" o "bajos"). En el siguiente capítulo se matizará adecuadamente lo que se sabe acerca de
la configuración de fuegos y su relación con la transferencia de calor en el hogar. Antes es
preciso expresar sistemáticamente los distintos valores que toma este parámetro independiente.
La naturaleza esencialmente experimental del análisis obliga a hacerlo en los términos de
operación que acabamos de indicar. El objetivo es pues construir una única variable que,
partiendo de las seis señales de velocidad, exprese numéricamente el valor "operacional" de la
configuración de fuegos de carbón por filas.
Por motivos de estabilidad, las señales guía han de ser el filtrado de los flujos digitales
correspondientes. La situación instantánea de cada alimentador-molino-fila se clasifica según tres
estados distintos: parado, bajo o normal. En primer lugar, es necesario definirlos de acuerdo con
un criterio común. Puesto que, como fácilmente se imaginará, el caso límite con todas las
velocidades diferentes no es imposible, hemos de referirnos desde un principio a las condiciones
habituales de funcionamiento: en realidad, son estas condiciones las que permiten discriminar
estados discretos. Examinada la totalidad de casos disponibles en el censo de datos, la definición
formal de los tres estados es como sigue.
1) Alimentador parado. El significado de este estado es claro. Aunque por encima de unas
150 rpm el molino ya está procesando carbón, ésta no es una situación estable. Teniendo en
cuenta que la señal pierde su calidad de caudal volumétrico en transitorios, se ha fijado el límite
ligeramente por debajo de la mínima velocidad estable de funcionamiento. Así, se considera que
el alimentador está parado cuando su señal es menor o igual que 250 rpm. Esta definición cubre
los modos de funcionamiento a cargas parciales, en que uno o dos molinos están fuera de
servicio.
2) Alimentador bajo. Dentro de los márgenes de trabajo a carga nominal, es posible como
máximo disminuir significativamente el consumo de dos filas de quemadores. Salvo en
circunstancias especiales, las posibilidades de maniobra se reducen pues a molinos igualados, un
molino bajo o dos molinos bajos. La maniobra normal consiste en reducir la carga del
alimentador o alimentadores deseados hasta alcanzar su límite inferior de operación estable o
bien hasta llegar al límite superior en los demás molinos. En consecuencia, a pesar de que estos
límites dependen de las características de molienda y humedad del carbón, es posible dotar de un
significado riguroso a la expresión "alimentador(es) bajo(s)" . Para ello hay que basarse en las
velocidades relativas: el alimentador se considera en estado bajo cuando su velocidad es igual o
menor que el 85 % del promedio de todos los alimentadores en funcionamiento.
3) Alimentador igualado o normal. Es el estado tal que no ha sido clasificado como bajo o
parado y, naturalmente, existe registro de todos los datos base.

Varios ejemplos típicos listados en la tabla 3.13 muestran como se aplican las definiciones a
nuestros datos. Según cabía esperar, el procedimiento tiene sus matices. Por ejemplo, el estado
registrado el día 7 de mayo (consecuencia de una limitación del molino E durante ensayos de
estrategias con las filas F y B) no puede clasificarse como B, E y F bajos. De la experiencia y
medidas en campo se sabe que las configuraciones con tres filas a carga reducida muy
posiblemente no tienen efecto alguno, por lo que no se utilizan durante el trabajo habitual. El
estado correspondiente es por tanto filas igualadas: aunque la situación no corresponda
exactamente si se expresa en caudales volumétricos, todo indica que sí produce condiciones
equivalentes en el interior de hogar. Las irregularidades semejantes a la presentada en el ejemplo
serán tratadas en uno u otro sentido según la definición empírica.
Velocidad del alimentador, %
DIA A B C D E F MEDIA % ESTADO
07FEB89 475 700 700 700 700 475 625 76 A,F bajos
17MAR89 725 425 725 675 725 475 625 68, 76 F, B bajos
25ABR90 825 825 825 825 575 775 775 74 E bajo
07MAY90 875 675 825 825 675 675 758 89 Igualados
Tabla 3.13 Ejemplos de estados en la configuración de filas de quemadores de
carbón. El límite máximo de operación de un molino es unas 800-900 rpm en
alimentación, según características del combustible. (%: velocidad del o de los
alimentadores a carga reducida expresada en porcentaje sobre la media).
El procedimiento permite así unificar y aislar parámetros de operación sobre los que no se
posee evaluación teórica. La codificación es obviamente aproximada, pero se adapta a las
maniobras habituales y sólo distingue aquellas configuraciones claramente distintas del modo
normal. El efecto de las posibles irregularidades incluidas bajo una etiqueta común queda por
tanto diluido, al tratarse de ocurrencias ocasionales. Los resultados se expresarán directamente
en términos de operación y la influencia del parámetro podrá estimarse a través del promedio de
todas las situaciones semejantes desde el punto de vista operacional, lo que constituye el objetivo
fundamental.
La codificación numérica de estados se realiza en base tres con seis posiciones ordenadas
como las filas de quemadores en la instalación real. Así, 222222 = 728 significa molinos
igualados, 222211 = 724 corresponde a molinos A y F bajos, 222022 = 710 a molino B parado
y etcétera. Se necesita como es lógico una decodificación para interpretar los resultados. El
algoritmo codificador utiliza las rutinas de determinación de estado estable descritas más arriba,
de forma que simultáneamente se realiza el marcado de categorías. Al tratarse de estados
discretos, el valor límite es cero, como indica la tabla 3.12. Durante el marcado son eliminadas
todas las situaciones que, incluso en valores filtrados, oscilan en torno a las definiciones de
estado, lo que permite descartar situaciones indeterminadas de funcionamiento.

Todo lo explicado supone igual calidad de carbón en todos los alimentadores. Aunque
probablemente la situación real se aparte de esta idealización, podemos aceptarla para la
mayoría del censo. Existen no obstante en la instalación bajo estudio periodos en los que se
alimenta mezcla de distinta calidad a una de las filas inferiores. Puesto que las características de
combustión de los diversos tipos de carbón son diferentes, esta práctica equivale a priori a
cambiar la configuración de fuegos. A fin de tomar en cuenta la diferencia, la codificación normal
se modifica sumando 729.f al código, donde f es el numero de fila que quema diferente carbón.
Como se utilizan los datos manuales, no es posible marcar periodos transitorios, pero tampoco
está justificado, pues las transiciones son lentas. Las rutinas de análisis incluyen la posibilidad de
desestimar esta modificación.
La historia térmica tomada en consideración.
Uno de los aspectos básicos de la teoría sobre fusión de escorias se pone de manifiesto
incluso mediante una observación casual de los datos experimentales. En su momento veremos
como dos situaciones con idénticas condiciones independientes de operación no son equivalentes
si su historia térmica pasada es diferente; en realidad, pueden ser completamente distintas. Una
situación en apariencia estable es en realidad parte de un largo proceso transitorio de deposición.
Por ello y con objeto de un diagnóstico adecuado de los fenómenos de escorificación, es
necesario un paso más en la clasificación de datos. Por supuesto, incluso si se consigue definir
con precisión qué significa "historia térmica", incorporarla por completo a cada registro de la
base de datos no es posible. De nuevo hay que desarrollar criterios de aproximación.
Un tratamiento global del censo sólo puede realizarse de forma razonable centrándose en
aspectos concretos de un número reducido de variables. La magnitud que mejor "mide"
genéricamente la historia térmica pasada de toda la unidad es su carga. En realidad, es la variable
que permite observar cómo la escoria cambia su comportamiento dependiendo de las horas
transcurridas a determinada potencia. Puesto que la irradiación sobre los depósitos es parte del
lazo de realimentación que explica este efecto, es necesario considerar también la distribución de
fuegos con objeto de incorporar el parámetro tiempo al análisis de estrategias. Desde este punto
de vista, también sería preciso incluir el caudal de gas natural, pero puesto que su consumo se
limita durante la mayor parte del censo a apoyos esporádicos, no se ha juzgado necesario para
nuestro análisis incorporarlo a la descripción de la historia pasada.
Estos aspectos del tratamiento se han llevado a cabo calculando a partir del escalón de
carga y la codificación de alimentadores dos nuevas variables que cuantifican el número de
minutos transcurridos desde el último cambio en los correspondientes parámetros
independientes; el algoritmo es un simple contador. Sin embargo, no es razonable tener en cuenta
todas las oscilaciones de corta duración que tienen lugar en la operación diaria, como la que

muestra a carga plena la figura 3.8. Es preciso atender sólo a las grandes variaciones. La
cuestión reside en precisar qué es una gran variación en carga o configuración de fuegos.
Dados los objetivos del cálculo, los cambios a considerar deberían ser estrictamente sólo
aquellos que provocan una vuelta al estado inicial de hogar completamente limpio. Por ejemplo,
durante las noches a carga cíclica, los soplados de hogar consiguen desalojar la mayor parte del
depósito. De esta forma, la evolución del fenómeno comienza de nuevo y el contador debe
ponerse a cero. Sin embargo, este criterio ideal implica un alto coste y por otra parte, se presta a
nuevas ambigüedades al definir hogar "completamente" limpio. Hay que basarse exclusivamente
en las variables de operación. Esto matiza el carácter que debe tener el tratamiento: lo que se
quiere comparar es el promedio de todas las situaciones tras el mismo tiempo en determinadas
condiciones de operación, no la historia completa de los fenómenos de deposición.
El criterio práctico se concreta de esta forma: Puesto que los transitorios de corta duración
no conducen a variación en el estado de limpieza de las superficies de hogar, deben pasarse por
alto. El lapso mínimo que transcurre hasta que la escoria deja de ser tenaz se estima
aproximadamente en una hora, lo que comprende cualquiera de los incidentes leves que afectan a
la carga o a los fuegos. El contador se pone a cero sólo cuando el escalón estable supera los 60
minutos de duración y su valor es distinto del anterior periodo estable en más de un valor crítico.
Para el caso de la carga, no tiene sentido diferenciar escalones por menos de 25 MW; el caso de
los fuegos es exacto ya que se trata de un código.
Esto permite reflejar en cada registro el régimen de cargas previo (cíclico o base) y el
tiempo acumulado bajo determinada estrategia de fuegos, salvando adecuadamente las habituales
incidencias que alteran la estabilidad pero no el comportamiento posterior de los depósitos. La
información correspondiente a periodos no registrados se ha recuperado para la carga de las
estadísticas de producción, con una incertidumbre de ± 30 minutos en el instante de cada
cambio.
Aplicación de métodos estadísticos.
La estadística básica (valor medio, desviación típica, correlación lineal) basta en general
para llevar a cabo el tratamiento. Previamente, es preciso definir el procedimiento de selección
de los subconjuntos de datos a los que puede aplicarse, según las bases puestas en los anteriores
apartados. El método debe garantizar que se tienen en cuenta todos los datos disponibles
clasificados según se ha visto y permitir la máxima flexibilidad, ya que la predicción de tendencias
es muy aproximada. Esto obliga a desarrollar un procedimiento especial. La herramienta
diseñada con estos fines se esquematiza en la figura 3.9. No entraremos más que en la
descripción general de las rutinas, y por brevedad citaremos los procedimientos de cálculo por el
nombre del programa que los realiza.

BASE DE DATOS *
ddmmmaa-d.dat
PROGRAMAS
Series
Gráficos históricos
Valores instantáneos
PROGRAMAS
Representación
gráfica
* Tras recuperación de errores,
tratamiento previo y cálculos.
CAT
archivo.cat
ESTA
archivo.est
SELL
CORR
archivo.cor
archivo.mrg
MERGE
Figura 3.9 Esquema general del tratamiento estadístico de datos.
El primer paso consiste en generar a partir de la base de datos y mediante el algoritmo CAT
los periodos en condiciones estables que son susceptibles de análisis. Las opciones son cuatro,
según lo que se desee estudiar:
1) Categorías con carga, molinos y gas estables, que son la intersección de las tres variables
escalón y, por tanto los únicos periodos que es lícito procesar. Para incorporar la historia pasada
al estudio se tienen las opciones:
2) La intersección de 1) con todos los periodos en que la carga se ha mantenido durante
menos de n, 2n, 3n,... horas, calculados según el contador de escalón de carga;
3) La intersección de 1) con todos los periodos en que la distribución de fuegos se ha
mantenido durante menos de n, 2n, 3n,... horas; y
4) La intersección de 2) y 3).
CAT produce una lista de todas las categorías que satisfacen la condición deseada dentro
de un mismo día de datos. Los periodos son inevitablemente de diferente longitud, pues ésta
depende de las condiciones de operación. Se acepta por conveniencia la componente de
arbitrariedad que supone dividir el registro en días. Para asegurar la representatividad de los
resultados, se descartan todas las categorías de extensión inferior a una hora.

Los archivos de categorías constituyen en primera instancia una clasificación de los datos, lo
que permite revisar directamente la operación diaria de una forma ordenada, guiándose por
condiciones específicas de funcionamiento. Para el tratamiento riguroso se dispone de rutinas de
estadística básica (ESTA) y correlación lineal (CORR) que se aplican a todos los valores
pertenecientes a cada periodo estable de cualquier variable o variables (v. tablas 3.1 y 3.15) que
se desee. Ambos procedimientos tienen en cuenta la posibilidad de datos inexistentes,
descartando de nuevo los resultados obtenidos partiendo de menos de 30 valores individuales.
El algoritmo SELL actúa sobre archivos de categorías o de estadística con el objeto de
seleccionar resultados de acuerdo con las siguientes condiciones:
- Valor, rango o semirango en la magnitud del escalón de carga, molinos o gas.
- Valor, rango o semirango en el tiempo transcurrido tras cambio de carga o molinos
- Valor rango o semirango en el máximo, mínimo, media o desviación típica de cualquiera de
las variables.
La condición de selección es la composición and y/o or de varias de estos requerimientos.
De esta manera puede determinarse, por ejemplo, la serie de valores máximos que alcanzan las
variables a y b en condiciones estables a carga nominal (definidas por un rango en torno a 350
MWe), filas de quemadores F y B a baja carga (definidas por el código que corresponda), sin
consumo de gas natural (escalón igual a cero), recién alcanzada la carga estable (contador
inferior a una hora) y cuando la variable c permanece en promedio superior a cierto valor y se
desvía típicamente menos que cierto otro. Igualmente puede obtenerse un informe de todos los
periodos que cumplen esas condiciones y revisar bajo esta luz las tendencias observadas en
campo. SELL selecciona categorías completas y produce archivos del mismo tipo y estructura
que los archivos fuente. Así, éstos pueden procesarse otra vez: el esquema es recursivo, lo que
proporciona la flexibilidad necesaria al refinar el análisis.
Finalmente, MERGE actúa sobre los archivos EST para obtener la estadística global
compuesta de todas las categorías que se especifiquen.
3.5 PROCEDIMIENTOS DE CALCULO
Los cálculos a realizar incluyen la expresión global de las medidas de flujo de calor
absorbido, los cierres de balance térmico del circuito vapor y del conjunto de la unidad y
diversas transformaciones de la señal de medidores de flujo de calor absorbido y sopladores.
Todo ello tiene el objeto de expresar en forma adecuada al análisis la información contenida en la
base de datos. Para seguir gran parte de la discusión resulta conveniente consultar la descripción

de la caldera bajo estudio y su instrumentación incluida en el Anexo 2, así como la sección 2.5
sobre la red de instrumentos sensores instalada en el hogar.
Integral de las medidas de flujo de calor.
A fin de validar la medida del flujo de calor absorbido y enlazar los análisis espacial (dentro
de la cámara de combustión) y global del problema de la fusión de escorias, es necesaria una
medida del calor que absorbe en total la red de aparatos sensores. La integración bidimensional
directa de los valores en kW/m 2 proporciona una medida relativa, pero carece en principio de
sentido físico, por lo que conviene recurrir al análisis teórico. Según éste, figura 2.12, el flujo de
calor promedio en el lado del agua-vapor es aproximadamente proporcional al flujo de calor qa
que miden los instrumentos. Por lo tanto, y en concordancia con la definición de la fórmula 2.10,
podrá calcularse la potencia total absorbida por el agua-vapor en la zona instrumentada del
hogar de la siguiente forma:
n
Q I = ∑ i = 1
∫
TUBO i
KπD.q a dx = KπD ∑ i =1
n
q ∫ a
dx ­ KπD q
∫∫ZI a
ds
TUBO i
(3.2)
n es el número de tubos evaporadores pertenecientes a la zona instrumentada. Suponiendo
K constante, la ecuación es homogénea en qa y el sumatorio de la integral equivale
numéricamente a una integral doble. Esto demuestra que la magnitud buscada Q I es
aproximadamente proporcional a la integral sobre la superficie de la red de los valores de qa que
proporcionan los medidores. La constante KπD tiene en cuenta el hecho de que las superficies
no son planas. Como se vio en el punto 2.2, el valor de K en cada punto de las paredes depende
lógicamente de la geometría del depósito. Si se producen grandes acumulaciones, la constante
teórica se reduce en torno a la mitad de su valor para los casos de tubo limpio y ceniza siguiendo
la forma del panel. El valor efectivo a utilizar en la fórmula 3.2 es por tanto desconocido, incluso
si nos guiamos por el modelo teórico. Los resultados de la comparación con el balance al lado
vapor son indicativos, pues la red no cubre todo el hogar y no se tienen datos para estimar el
calor transferido en el cinturón de quemadores donde se sitúan los sensores. Sin embargo,
veremos como sugieren que el efecto medio de la geometría de la escoria no altera la constante y
que, en orden de magnitud, el mayor valor teórico parece aproximar el real. Así pues, Q I se
calcula utilizando el valor K= 0,541 según la figura 2.12. En cualquier caso, permanece el
significado relativo de medida conjunta de todo el sistema de aparatos.
El algoritmo empleado estima por regla de Simpson (Demidovich & Maron, 1981) la
integral unidimensional de qa sobre un tubo, para luego sumar todas las contribuciones. Se
utilizan valores interpolados mediante splines cúbicos (IMSL, 1984) de las medidas de flujo de
calor absorbido en kW/m 2 . El dominio de integración es la superficie plana limitada por las
posiciones de los instrumentos mostradas en la figura 2.27a (a excepción del TO-AC1 situado

en la pared frontal), pero se define mediante el número de tubos incluidos y la longitud a
considerar para cada uno. Se eliminan las esquinas con objeto de evitar extrapolaciones y la
homogeneidad en qa del procedimiento numérico fue comprobada. El algoritmo considerado
como exacto utiliza 177 puntos por 327 tubos, siendo éstos últimos todos los que pertenecen a
la zona instrumentada en la instalación real. La precisión conseguida no compensa el tiempo de
cálculo, por lo que se prefiere un esquema de 17 puntos por 17 tubos que comete como máximo
un error del 4 % procesando datos reales. Las rutinas se comprobaron mediante funciones de
prueba bidimensionales. El resultado se expresa en MW y con el fin de acortar el tiempo de
proceso durante el análisis, fue grabado permanentemente de la base de datos.
Suponiendo correcta la estimación de K, la incertidumbre total en el valor de Q I resulta del
procedimiento y del error experimental en las medidas de qa. Calculados los coeficientes de
sensibilidad para cada aparato en condiciones de flujo máximo y mínimo, la precisión se estima
según el método habitual (Ríos, 1977) en torno a ± 3,3 MW a 35 MW (9,7 %) y ± 6 MW a
130 MW (4,6 %). Esto se considera aceptable a fines de comparación, pero obsérvese que, a
consecuencia de lo que se ha explicado más arriba, el grado de aproximación al valor real de la
potencia absorbida por el vapor en la superficie que cubre la red es desconocido.
En relación con la precisión, hay otro aspecto importante a comentar. El fenómeno de la
fusión de escorias presenta una gran variabilidad espacial, como pone de manifiesto el ejemplo
de la figura 2.30. Del estudio de las medidas de estos dos aparatos próximos se obtiene que las
diferencias instantáneas pueden llegar a un máximo del orden de 550 kW/m 2 : es el caso típico
interpretado como un soplado en carga que desprende parcialmente los depósitos. Así, el valor
local de flujo de calor medido no es representativo en algunos instantes. El cálculo de Q I precisa
de uno u otro tipo de interpolación de estos valores locales, por lo que se concluye que su
magnitud instantánea puede estar sujeta a errores de importancia que, por otro lado, es imposible
estimar. La diferencia media obtenida para aparatos próximos permanece afortunadamente por
debajo de la incertidumbre: ello indica una vez más la conveniencia de trabajar con valores
promedio.
Balance térmico al lado vapor.
Su objeto es adecuar la información de planta al análisis global de las alteraciones en el
funcionamiento térmico de la unidad. El cálculo se plantea sólo al circuito de vapor de la caldera
sin auxiliares, lo que responde a dos motivos. En primer lugar, de esta forma se puede detectar
apropiadamente la evolución del reparto térmico principal con los fenómenos de fusión de
escorias. En segundo lugar, no será fiable para todo el censo cerrar el balance de energía
completo trabajando con datos de planta, como veremos en el siguiente punto. Partiendo de
magnitudes grabadas en continuo, puede desglosarse la potencia absorbida en MW por el agua-
vapor en los términos que define la tabla 3.14. Se indican asimismo los valores de primer día de

funcionamiento a potencia nominal (Foster Wheeler, 1980; Lozano, 1987) y la incertidumbre
máxima estimada de nuestro cálculo.
Contrástense las definiciones con el esquema del circuito incluido en la figura A1.1, notando
los matices en la acotación de cada subsistema para el que es posible hallar su absorción. En
general, un desglose completo no será posible trabajando sólo con las medidas de planta, aunque
el nivel de desagregación puede bastar como veremos a los objetivos del análisis. El
procedimiento consiste en un simple cierre estacionario del balance de energía bajo las
suposiciones habituales, y no se describirá en detalle. Las variables necesarias son todas las
medidas de presión, temperatura y caudal en el circuito a presión de la caldera (v. tabla 3.1).
Para las propiedades del vapor se usa la fórmula IFC 1967 en la versión implementada por
Millán y Valero (1982).
Término de potencia Definición 1er día, MW Error, MW Nº
339 - 347 ± 13 (3,8 %) 292
Absorbida en el hogar, Q H
absorbida en el
sobrecalentador primario,
QSC1 absorbida en el
sobrecalentador secundario,
QSC2 absorbida en el
sobrecalentador final, QSC3 de vaporización atemperación
inferior, QATMP1 de vaporización atemperación
superior, QATMP2 Paneles, incluyendo tolvas,
cinturón de quemadores, parte
superior y paso de gases.
Paredes de la ZRC y banco del
sobrecalentador primario.
Banco del sobrecalentador
secundario.
Banco del sobrecalentador
final.
Evaporación hasta las
137 - 150 ± 11 (7,7%) 293
84 - 90 ± 11 (12 %) 294
97 - 104 ± 11 (11 %) 295
24 -31 ±0,3 (1,1 %) 296
condiciones del calderín. 28 - 29 ±0,3 (1,1 %) 297
absorbida recalentador, QRC Banco del recalentador. 118 - 121 ± 7 (5,9%) 298
59 - 60 ± 10 (17 %) 299
absorbida economizador, Q EC Economizar primario más
secundario.
Tabla 3.14 Desglose de la potencia absorbida por el circuito de agua-vapor de la caldera.
No es preciso disponer de datos de los circuitos secundarios. Para el circuito que nos
ocupa, sólo se han aproximado dos magnitudes típicamente no medidas en continuo. Estas son
los caudales de agua de purga continua y de vapor auxiliar que se toman del calderín. En
principio, es posible hallarlas por balance de materia al tanque de aportación la primera y de
energía al conjunto (Lozano, 1987) la segunda. Sin embargo, el resultado no tiene ninguna
utilidad, debido a la imprecisión en la medida de la variación del tanque (v. sección 3.2) y a la
falta de fiabilidad en el cálculo energético global con los datos de que se dispone. En
consecuencia, las dos variables desconocidas se asignan por correlación con la carga según
pruebas de rendimiento (Lozano, 1987). Las cifras de incertidumbre de la tabla 3.14 incluyen la
suposición de un error del 30 % en ambas estimaciones. Según puede observarse (p.ej., Q H ,

que incorpora el error en los caudales, frente a Q SC3 , que no es afectado), las aproximaciones
no introducen incertidumbre adicional, como cabía esperar dada la reducida magnitud de ambos
flujos en comparación con el de vapor principal. Por otro lado, adviértase como el error que
transmiten las variables dato, tabla 3.6, sitúa las incertidumbres máximas por debajo del límite de
lo aceptable trabajando con instrumentación de planta.
Balance térmico completo.
Para el nivel de análisis que se desea, el rendimiento energético es en principio el apropiado
parámetro resumen del funcionamiento térmico de la caldera de potencia. Antes de cualquier otra
consideración es preciso definir cómo se lleva a cabo su cálculo, ya que la magnitud exacta
depende del procedimiento. Lozano (1987) ha definido con precisión la metodología para el
análisis exergético de calderas de potencia, que incluye los cálculos más elementales de balance
de energía. Salvo por el tratamiento de los auxiliares, esta definición es acorde con la norma
ASME (1964), los procedimientos de lo fabricantes (Foster Wheeler, 1974, 1980, 1997) y las
pruebas rutinarias (C. T. Teruel, 1988, 1989). El método cierra el balance de energía a la cadera
dividida en subsistemas, siendo equivalente (en la cifra del rendimiento, no así en el detalle del
análisis que puede alcanzarse) a los procedimientos habituales de pérdidas separadas (ASME,
1964; Singer, 1981; Lozano y Valero, 1986).
Dado que la instalación bajo estudio es la misma, remitimos al lector al trabajo de Lozano
para una descripción completa del esquema simplificado y su adecuación a la planta real. En
nuestra aplicación se usaron las variables que indica la tabla 3.1 según los mismos criterios. Las
únicas adaptaciones consisten en la ya mencionada aproximación de la purga continua y el
cambio en la fuente del vapor de soplado (Valero et al., 1986), modificación puesta en servicio a
partir de la segunda parte de nuestro censo.
En cuanto a los aspectos de la utilización de un procedimiento de cálculo del rendimiento
con datos adquiridos en tiempo real, son necesarias varias observaciones.
En primer lugar, las suposiciones básicas de una prueba de rendimiento no se cumplen, en el
sentido de que no se parte de unas condiciones controladas de operación. Por ello, la utilización
de los resultados con fines de comparación está limitada a periodos estables con valores
similares en las variables independientes (tabla 3.11), que simplificadamente son: temperatura
ambiente, carga, exceso de aire, disposición de quemadores, combustibles y vapor de soplado.
Puesto que la temperatura ambiente no puede controlarse, el método debe considerar la
corrección a un valor de referencia (ASME, 1964).
Otra circunstancia que reclama examen es la poca precisión de las medidas de planta. Con
los valores dados en la tabla 3.6 y los coeficientes de sensibilidad propios del método (Lozano,

1987), la incertidumbre máxima en el rendimiento energético supera el 1 % estimado como la
diferencia típica a detectar. Las principales contribuciones son los errores esperados en las
medidas referentes a flujos de aire y gases, donde por otra parte se están haciendo las
aproximaciones más marcadas.
Igualmente, la aplicación de una prueba de rendimiento rigurosa a datos adquiridos en
continuo exige realizar aproximaciones para las variables o parámetros que no es posible medir a
cada instante. Estos son principalmente: composición de cenizas, inquemados sólidos,
inquemados gaseosos, reparto de aires y gases y de cenizas y escorias, temperatura de residuos
sólidos y temperatura de superficies para pérdidas de calor. Estas magnitudes deben sustituirse
por estimaciones razonables, ya que no será práctico considerar por ejemplo su variación diaria,
supuesto que se dispone de esta información. Sí puede considerarse la actualización a partir de
datos periódicos. Salvo cambios acusados poco probables, el error introducido no afectará a la
comparación a corto plazo.
Pero la limitación principal atañe en nuestro caso a los datos del carbón. En la sección 3.3
se vio que el error que puede resultar al usar la composición de mezcla nominal no está acotado.
Asimismo, quedó demostrado que cuando la variabilidad del combustible es amplia, tampoco es
fiable utilizar magnitudes medidas en continuo para una estimación aceptable. Sin necesidad de
cuantificar se concluye que el análisis energético necesario no puede basarse en cálculos de
rendimiento global, pues no se podrá comparar situaciones ni referirlas en rigor a datos de diseño
o pruebas en las mismas condiciones. Según se puso de manifiesto en el apartado precedente, sí
es fiable y útil cerrar el balance al circuito de vapor; añadimos ahora que, por contra, carecerá de
sentido el análisis del circuito aire-combustible-gases. Esto matiza la extensión de los efectos de
la escorificación que pueden estudiarse a través del intercambio principal: la influencia en el
funcionamiento global de fenómenos ajenos (como son por ejemplo la suciedad de los
precalentadores de aire o la operación de los pasos de gases) no puede discernirse.
En cualquier caso, la experiencia con el sistema en tiempo real muestra como ciertos
aspectos de la evolución a corto plazo sí pueden cuantificarse mediante estas técnicas (Abadía et
al., 1990). Por otro lado, se dispone (tabla 3.9) de una selección de datos sobre alimentación de
carbones que son la mejor aproximación posible al combustible real. Ambas circunstancias
permiten que parte del censo de datos pueda procesarse con cierto grado de fiabilidad. Como
ya se indicó, el objetivo debe ser siempre la estimación de diferencias a corto plazo y en
condiciones estables: los valores absolutos son sospechosos incluso a través del filtro de una
estadística global.
Recalquemos finalmente que la limitación no está en la metodología sino en los datos de
partida. El procedimiento supera a la información disponible: no es posible llevar a cabo pruebas
de rendimiento rigurosas cada dos minutos. Por otra parte, con datos fiables de carbón y/o

mezclas de menor variabilidad y señales de planta promediadas sería posible obtener una
aproximación al verdadero funcionamiento diario de la instalación, en la que cabrían
probablemente incluso matices operacionales. Es evidente que en general todavía quedan
cuestiones que aclarar sobre la utilidad y limitaciones de la información de proceso que recoge un
moderno sistema de adquisición de datos.
Transformaciones de la señal de sensores de calor absorbido.
El comportamiento aparentemente errático de los instrumentos sensores de flujo de calor
hace necesario un nuevo paso previo a su análisis, con el objeto de establecer una referencia
para cada aparato. El estudio sistemático de la señal revela claros esquemas de comportamiento,
lo que permite calcular esta referencia en función de la carga. Las nuevas variables se definen
como el flujo de calor máximo que estadísticamente detecta cada medidor. Su obtención se
explica detalladamente en el Capitulo 4.
3.6 CONCLUSION Y RESUMEN.
El conjunto de circunstancias que condicionan el trabajo en campo obliga a desarrollar un nuevo
esquema para el tratamiento de los datos adquiridos. Tales condiciones son básicamente:
- Registro continuo de un gran número de datos en bruto sobre operación real.
- Poca fiabilidad absoluta en las magnitudes de proceso rutinariamente medidas.
- Variabilidad de condiciones de funcionamiento.
- Enfoque operacional de los resultados que se buscan.
- Ausencia de modelos teóricos de comportamiento.
El método de análisis descrito en este Capítulo es la estructura que da respuesta a estas
condiciones. Su objetivo es permitir el estudio estadístico las tendencias observadas, procesando
adecuadamente la totalidad del censo de datos. Para ello se han diseñado los criterios necesarios
de selección y clasificación. Igualmente se han aplicado las técnicas de cálculo que convienen a
fin de expresar significativamente la información de partida. El esquema de todas las operaciones
sobre los datos experimentales se resume en la figura 3.10.
BASE DE DATOS
Recuperación
de errores
Tratamiento
previo
Datos
manuales
Cálculos
Clasificación
en categorías
Análisis
estadístico
Figura 3.10 Resumen general del tratamiento de datos.
Cabe señalar que las técnicas de categorización y eliminación de transitorios parten
obligadamente de consideraciones muy generales. Por ello, son aplicables (salvo detalles
particulares de cálculo) a sistemas térmicos genéricos que se deban estudiar bajo las condiciones

listadas más arriba. Obviamente, su desarrollo general precisa de posteriores estudios, pero el
esquema base diseñado se considera apropiado para el nivel de análisis requerido por el
presente estudio.
La tabla 3.15 es el índice de las variables calculadas a incorporar en nuestro censo. Estas son
resultado de una modificación o de la creación de magnitudes derivadas. Precisemos que, según
convenga en cada caso, este resultado se almacena permanentemente en la base de datos o es
una magnitud virtual creada sólo en el instante en que se necesita por los programas de
representación y análisis. Para las nuevas variables, se han usado posiciones originalmente vacías
y posiciones virtuales con número de índice superior a 210.
Todo el tratamiento de los archivos en bruto que se describe en los apartados 3.2, 3.3, 3.4 y 3.5
se llevó a cabo mediante los programas apropiados. Las operaciones de modificación
permanente de la base de datos se realizaron bajo estrictos criterios de seguridad, procesando
archivos copia y sometiendo posteriormente a cada pareja a una rutina de comparación, con el
objeto de evitar la destrucción de datos por error.
Nº VARIABLE CALCULOS TIPO
13 Consumo de gas natural, Nm 3 /h Tratamiento previo N R
14 Caudal volumétrico de carbón, rpm N R
15 Codificación filas de quemadores carbón Categoría estable N R
19, 20,
43, 44,
53, 54
Rpm alimentadores, valor filtrado.
Tratamiento previo N R
30, 31 % O2 lados A y B, base húmeda. M R
55 Escalón de carga, MW. Categoría estable N R
95 Tiempo desde cambio de carga, min. Historia térmica N R
96 Tiempo desde cambio de molinos, min. N R
97 Escalón de gas natural, Nm3 /h Categoría estable N R
Composición nominal de mezcla de carbón Manual (Tabla 3.8) N R
100,132,1
90-196
136-175 Medidores Land de flujo de calor, kW/m 2 Corrección calibración. M V
211-225 Diferencias de T as aparatos CISE, °C. Cálculos de flujo de calor N V
226-238 Señales red de aparatos a ensayo, kW/m 2 N V
239-291 Flujo de calor máximo instrumentos. Transf. señal sensores N V
292-299 Potencia absorbida subsistemas caldera, MW Balance térmico (Tabla 3.14) N V
300 Rendimiento energético de caldera, % Balance térmico N V
Tabla 3.15 Indice de variables calculadas. N: nueva variable, M:
modificación, R: grabada en la base de datos, V: virtual.
CAPITULO 4: DETECCION Y DIAGNOSTICO DE LA FUSION DE
ESCORIAS. ESTRATEGIAS DE OPERACION.
Con las herramientas de cálculo y estadística presentadas en anteriores capítulos, el objetivo es
ahora doble. En primer lugar, explicar el desarrollo e implicaciones de problemas de
escorificación en calderas de potencia, a la par que se distinguen matices significativos en las
causas que los originan. En segundo lugar, estudiar comparativamente las diversas acciones de
operación, evaluando su efectividad para mitigar la formación de depósitos tenaces en el hogar.
A su vez, el tratamiento se lleva a cabo desde dos puntos de vista. Por un lado, se analizan las
macrovariables medidas en la caldera (incluida la absorción en la zona instrumentada) frente a los
parámetros de funcionamiento. Por otro lado, la respuesta local contiene un gran volumen de

información adicional sobre el diagnóstico y las estrategias de manejo, por lo que también se
explora la variación espacial del fenómeno dentro de la propia cámara de combustión.
4.1 COMPORTAMIENTO GLOBAL DE LA POTENCIA
ABSORBIDA EN EL HOGAR.
Comparación de la medida directa con el balance al lado vapor.
Como se puso de manifiesto en el capítulo 2, la medida del flujo de calor absorbido por los
tubos evaporadores es únicamente una indicación relativa de la transferencia térmica en el hogar
de la caldera de potencia. Con objeto de precisar esta afirmación, nos serviremos de las
tendencias observadas en la instalación bajo estudio.
El procedimiento más adecuado para confirmar a partir de datos experimentales la medida
directa del calor absorbido en el hogar es su comparación con el balance al circuito agua-vapor.
De esta forma, se toma como referencia una información lo suficientemente fiable, ya que
proviene de métodos de medición y cálculo bien conocidos; por otro lado, se establece una
relación entre el comportamiento térmico local y global. Los parámetros a comparar son pues la
potencia absorbida en la red de instrumentos calculada a partir de la integral de las medidas
locales (Q I ) y la potencia total absorbida para la evaporación calculada por balance al circuito
del hogar (Q H ). La definición exacta de ambas variables puede consultarse en el apartado 3.5.
En nuestro caso existe una circunstancia que complica el análisis. Según los criterios explicados
en el apartado 2.4, la red de sensores es de cobertura parcial. La figura 4.1 esquematiza la
situación. Los paneles de tubos de agua se extienden sobre 2755,6 m 2 en proyección plana, que
pueden desglosarse como indica la tabla. Se ha adoptado la subdivisión habitual para unidades
de carbón pulverizado con fuegos frontales o tangenciales (Singer, 1981); el cinturón se define
como el área que rodea el hogar incluyendo todas las plantas de quemadores. La zona
instrumentada coincide aproximadamente con la mitad del cinturón. En consecuencia, las valores
de Q I y Q H son per se diferentes, pues se refieren a superficies diferentes. Esto debe tenerse en
cuenta al realizar la comparación.
Examinemos primeramente un ejemplo típico de evolución diaria, figura 4.2. Las discontinuidades
de Q H marcan las transiciones en la carga de la unidad; en este caso, 210 MWe hasta las 8 h. y
nominal a partir de ese instante. Puede observarse como cada variación de Q I se corresponde
con una variación de Q H , lo que indica que la medición directa refleja la transmisión de calor al
fluido de trabajo. Los incrementos súbitos en la señal de los aparatos detectan caídas repentinas
de depósitos y el decaimiento responde al ensuciamiento progresivo de las paredes. Ambas
situaciones alteran efectivamente la potencia total absorbida para evaporar el agua. Se notan sin
embargo otras particularidades que reclaman un análisis más detenido. Así, existen retrasos entre
la respuesta de los sensores y la respuesta global, posiblemente a consecuencia de la gran inercia
térmica del circuito cerrado de evaporación. Pero la característica más acusada es la diferencia
de magnitud entre las variaciones de ambas potencias. Q I parece sufrir a carga constante
cambios mucho más pronunciados que Q H .

cinturón de
quemadores
nariz, partes altas
y paso de gases
A
B
C
D
E
F
V
tolvas de
hogar
superficie
instrumentada
m 2 proyección % s/. total % s/.cinturón
Total evaporación 2775,6 100
Cinturón de quemadores 914,7 33,2 100
Red de instrumentos 464 16,8 50,7
Figura 4.1 Distribución de superficies evaporadoras en la caldera bajo estudio.
Nada puede decidirse a partir de comportamientos aislados de la red de cobertura parcial: es
obvio que cualquier acumulación o desalojo de depósitos fuera de la zona instrumentada explica
el efecto, pero no es susceptible de observación objetiva. Afortunadamente, la estadística global
sí permite llevar a cabo la comparación. En la figura 4.3 se han representado los valores medios
de las dos magnitudes durante los 269 periodos estables registrados a carga nominal (superior a
330 MWe) con la red completa.
La tendencia que pone de manifiesto la gráfica es clara. A pesar de la gran dispersión en
términos absolutos, el ajuste es satisfactorio dentro de los márgenes de incertidumbre
experimental. Hay que concluir definitivamente que la potencia absorbida por el hogar varía
ampliamente debido a la existencia de depósitos tenaces y que la alteración es detectable a
través de la medida directa. Reciprocamente, la estadística demuestra que la disposición de los
instrumentos es representativa: la escorificación se sitúa siempre en el cinturón de quemadores,
lo que concuerda con la experiencia de operación y valida el criterio de diseño de la red.
El rango de valores de Q H queda perfectamente explicado en términos de redistribución del
calor absorbido por los distintos subsistemas de caldera. La potencia de evaporación disminuye
desde valores próximos a las cifras de diseño (340 a 350 MW; Foster Wheeler, 1974; Lozano,
1987) hasta un mínimo de unos 300-295 MW. Este es el principal efecto de los depósitos; la
pérdida de calor de evaporación se compensa con los atemperadores de mezcla y la mayor
absorción por parte de los economizadores. Ampliaremos este punto en los siguientes apartados.
En lo que respecta a los límites observados en la variación de la potencia absorbida por la red,
son precisas dos consideraciones previas.

Recordemos en primer lugar que, como demostró el análisis teórico, Q I no puede calcularse
exactamente a través de los valores locales de qa, dado que la geometría del depósito es
desconocida y variable. En la tendencia general que siguen los valores medios, figura 4.3, no se
advierte por contra ningún cambio definido de la pendiente en ningún intervalo: los datos sugieren
que el efecto promediado para todos los sensores individuales es tal que la constante geométrica
no se altera. La dispersión de los puntos experimentales impide no obstante establecer una
conclusión definida. La constante utilizada en el cálculo es la predicha por el modelo teórico para
los casos de deposición ligera o tubo limpio. Esto significa que se está suponiendo la situación
más favorable y que no puede esperarse un buen grado de aproximación al valor real.
En segundo lugar y puesto que la red sólo cubre parte de las paredes, la evaluación del rango
obtenido para Q I ha de ser semicuantitativa. Ya mencionamos en el capítulo 3 la falta de
modelos de comportamiento térmico de las calderas de potencia fuera de la información
reservada de las compañías fabricantes. Esta limitación se extiende a detalles de diseño tales
como la distribución del calor absorbido por los paneles evaporadores: los datos referentes a la
caldera bajo estudio se reducen a los índices promedio de liberación y transmisión de calor sobre
la superficie total (Singer, 1981; Foster Wheeler, 1974; Buxmann, 1983), que son insuficientes
para nuestros propósitos de comparación. Una posibilidad de estimar valores de referencia la
ofrece la familia de modelos de hogar desarrollada por Bueters & Habelt (1977). Estos modelos
se refieren a calderas tangenciales y son por tanto unidimensionales; su formulación semiempírica
se ajusta a perfiles reales de temperatura de depósitos y calor absorbido en la cámara. El
porcentaje de absorción en el cinturón de una caldera de fuegos tangentes se sitúa entre el 30 y
el 40 % de la potencia evaporativa total bajo la influencia de los depósitos sobre las paredes.
Como puntualiza Singer (1981), la combustión está retardada por la disposición de los fuegos,
por lo que puede estimarse razonablemente que en nuestro caso este parámetro no será inferior.
Teniendo en cuenta estas consideraciones, el análisis se lleva a cabo comparando los valores
medios observados durante las dos situaciones extremas, tabla 4.1. Los estados "limpio" y
"sucio" escogidos corresponden respectivamente a los periodos estables que presentan el
máximo y el mínimo absolutos en Q I . Dada la representatividad que demuestra la estadística
general, puede suponerse que la mitad no instrumentada del cinturón de quemadores absorbe en
promedio la misma potencia que la red de instrumentos, por lo que 2Q I es una estimación
plausible del calor total transmitido en esa zona. La homogeneidad del cálculo respecto a la
constante geométrica permite a su vez presentar dos juegos de valores para 2Q I . La hipótesis 1
corresponde al cálculo según el modelo teórico mencionado más arriba. La hipótesis 2 es un
caso límite en el que se supone que toda la absorción en condiciones de hogar limpio tiene lugar
en el cinturón.
2Q I , hipótesis 1 2Q I , hipótesis 2
Q H , MW MW % sobre Q H MW % sobre Q H
SITUACION LIMPIA 341 247 72 341 100
SITUACION SUCIA 295 64 22 88 30
Tabla 4.1 Análisis de la absorción total detectada por la red.
Hipótesis 1: calibración teórica. Hipótesis 2: límite de absorción.
En situación limpia, la potencia calculada para la red de instrumentos se ajusta cualitativamente a
lo que cabría esperar en un hogar de fuegos frontales: más de un 70 % se transmite al cinturón.
Conforme los depósitos se acumulan en las paredes, su efecto aislante desplaza la transmisión a
mayor altura dentro de la cámara y 2Q I se reduce respecto a la transferencia total. Este hecho
puede inferirse también de las medidas de irradiación presentadas en el Anexo 3. Sin embargo, la

disminución en el valor calculado de 2Q I hasta un 22 % es claramente excesiva, lo que en
realidad resume las observaciones en tiempo real, figura 4.2. Para poner de manifiesto que no se
trata de un error en la constante geométrica, considérese la reelaboración de los datos bajo la
hipótesis 2. Asignando el 100 % de la potencia al cinturón con tubos limpios puede calcularse
una constante geométrica empírica que resulta ser 1,38 veces la teórica. Aun bajo esta
suposición extrema, el valor mínimo es todavía demasiado reducido si lo comparamos con
nuestra estimación semicuantitativa 15 .
En conclusión, si bien se valida la calibración teórica de la red basada en condiciones limpias, es
muy probable que la instrumentación utilizada infravalore en condiciones de deposición severa la
magnitud real de la potencia transmitida. Este resultado confirma las tendencias individuales
observadas para la instrumentación Land, figura 2.32, como ya se ha discutido en el capítulo
correspondiente. No obstante, no puede descartarse que las condiciones desconocidas de
deposición en la parte no instrumentada del cinturón (especialmente, la pared de quemadores)
puedan explicar las observaciones. En cualquiera de los casos, hay que precisar que sólo el valor
absoluto de la medida es dudoso. La detección es útil en términos relativos; como prueba la
figura 4.3, aunque el valor mínimo absoluto puede ser incorrecto por defecto, la saturación es
efectivamente detectada por los instrumentos y se alcanza en el momento indicado.
Consecuentemente, la medida local es también adecuada con los mismos matices. Este aspecto
se discute en el apartado 4.2.
Efectos de la escorificación sobre la transferencia de calor en
calderas de potencia.
La fusión de escorias altera por completo la transmisión de calor a todas las secciones que
componen la caldera. Se discutirán más adelante los resultados experimentales que cuantifican
esta alteración y sus implicaciones en lo que respecta al rendimiento térmico y al funcionamiento
en general. La evaluación de estas tendencias observadas necesita al menos de un marco de
referencia teórico. Por ello, conviene en primer lugar explicar qué efectos pueden esperarse y
cómo se desarrolla el encadenamiento de causas que los provocan.
Incluso prescindiendo de los aspectos relacionados con la combustión, una caldera de
potencia moderna es un sistema complejo. En términos de transmisión del calor, los fenómenos
de escorificación pueden reducirse conceptualmente a un aislamiento progresivo y tenaz de las
paredes del hogar. No obstante, el diseño de este tipo de instalaciones implica necesariamente
una falta de linealidad en los circuitos de gases y de vapor y en el sistema de control. En
15 Por otro lado, una reducción tan drástica del calor absorbido en el cinturón de quemadores alteraría los
regímenes de ebullición y circulación de la mezcla agua-vapor. Muy posiblemente, el factor de circulación se
reduce en casos de deposición extrema y circulación natural, originando así las variaciones observadas en h B
a plena carga, figura 2.29a. En una primera estimación este coeficiente parece oscilar de 15 a 50 kW/m 2 K,
tendencia inexplicable según la teoría básica a caudal constante (Collier, 1981). No obstante es evidente que el
circuito evaporativo puede mantener su producción. La correlación de medidas de temperatura en el lado frío
de los tubos con la presión del calderín indica además que no existe subenfríamiento a ninguna de las alturas
instrumentadas. Por tanto y desde este enfoque, es razonable suponer que la medida de qa es incorrecta en
condiciones de gran acumulación de depósitos; obsérvese que de esta forma el cambio real del coeficiente de
convección es menor y los efectos sobre la circulación más limitados. Lamentablemente, no es posible por
falta de datos y de modelos teóricos un estudio riguroso en esta dirección.

consecuencia, las repercusiones de un simple cambio en la absorción de uno de los subsistemas
no pueden explicarse sencillamente.
Tengamos en cuenta una vez más que no es posible trabajar con modelos precisos del
funcionamiento térmico. Sin embargo, sí puede construirse un esquema elemental que permita
seguir cualitativamente la distribución de la potencia absorbida y sirva como guía a la
interpretación de comportamientos experimentales. Lo llamaremos modelo "conceptual" o
"cualitativo" de la transferencia de calor en la caldera y está representado en la figura 4.4.
El modelo conceptual busca predecir las tendencias generales en la transferencia de calor al
circuito agua-vapor, más especificamente, las debidas a una acumulación de depósitos en el
hogar infravalorada por el diseñador. No se incluyen cambios de combustibles, condiciones de
combustión, precalentadores de aire ni circulación de los fluidos. Se quieren simular efectos de
primera magnitud, por lo que se prescinde del vapor auxiliar y de las purgas. Se supone el caso
extremo en que el soplado es totalmente ineficaz, lo que permite eliminarlo también del esquema.
Por motivos obvios, se considera estado estacionario y carga constante.
El desarrollo y las hipótesis utilizadas pueden resumirse en los siguientes puntos.
1) El proceso de combustión se separa de la transferencia mediante la aproximación habitual
de que el combustible se quema instantáneamente produciendo gases a la temperatura adiabática
de llama Tad. Bajo condiciones de combustión constantes (potencia calorífica y composición del
combustible, temperatura y exceso de aire), Tad˜ To+mcpc/mgCp es constante. Los gases se
comportan idealmente con Δh= CpΔT, siendo Cp la capacidad calorífica promedio.
2) Se desprecia la influencia térmica de las pérdidas de carga en el circuito de vapor, por lo
que todos los puntos se encuentran a una única presión P y la temperatura y entalpía de
saturación no varían. Las propiedades del agua se calculan según la fórmula IFC 1967 (Millán y
Valero, 1982).

T P
HOGAR
(PF) sL
H
T s
Q RC
T
h SAT
SAT
m P T h
SC2
RC
SC1
vapor
T i
T rc
T ec
T 2 h2
EC
Cp
mg
Tad (UAF)
EC
mg
Tpa gases gases
(UAF) SC2
ATMP
(UAF) SC1
m T 5 h5
m e
P T h
1 1
m a
P T h
a a
m eT
4 h4
Figura 4.4 Esquema elemental de caldera de potencia.
agua
3) El esquema adoptado es lo suficientemente complejo como para predecir a grandes
rasgos el funcionamiento de una caldera de potencia, pero lo suficientemente simple como para
poder resolver el modelo conjunto de la unidad y su sistema de control. El diseño idealizado
incluye una sección (RC) que simula la respuesta de aquellos bancos controlados mediante by-
pass de gases. Puesto que este sistema toma precedencia frente a los demás, la potencia
absorbida por RC es constante. El control se completa con un único atemperador de mezcla; de
esta forma, puede modelarse el comportamiento sin detallar la actuación de los elementos de
regulación, ya que el caudal principal debe ser constante.
4) Con todas estas condiciones, el modelo puede formularse mediante las ecuaciones de
balance de materia, balance de energía y transferencia de calor de cada subsistema. La ecuación
de transmisión para las secciones convectivas es (Incropera & DeWitt, 1985): q= (UAF)ΔTlm,
donde U es el coeficiente global de transferencia, A el área de intercambio, ΔTlm la diferencia
logarítmica media de temperaturas en flujo a contracorriente y F el factor de corrección para el

flujo real. Puesto que no se desea incluir efectos de limpieza de los bancos convectivos se
supone que el producto UAF es constante. Nótese que en cualquier caso se trata una primera
aproximación, ya que en realidad esta cantidad cambia con las temperaturas y los caudales.
5) El modelo más sencillo capaz de representar la variación de temperaturas de gases en el
hogar reteniendo a la vez la naturaleza básica de la radiación térmica es el hogar unidimensional
de flujo tipo pistón (plug flow; Lockwood, 1986). La variación axial de la entalpía de los gases
de combustión se iguala a la transferencia de calor radiante a las paredes según la ecuación
dTg 4 4
mg Cp = - (PF)H σL (T
dx
g - Tp )
que integrada entre las temperaturas de gases a la entrada (Tad) y a la salida (Ts) resulta en
m g C p
⎡ ⎧ T
1 ⎢ 1 g - Tp ln ⎨
3
2T ⎣ 2 ⎩
Tg + Tp p
⎫
⎬
⎭
Tg = Ts ⎧ Tg ⎫⎤
- atan⎨
⎬⎥
⎩
T = - (PF) σ L
p ⎭
H ⎦
Tg = T
ad
(4.1a)
(4.1b)
P es el perímetro de la cámara, F el factor de emisividades de llama y pared, σ la constante de
Stefan-Boltzmann, L la longitud, Tg la temperatura de los gases, mg su caudal y Tp la
temperatura de las paredes supuesta uniforme. El producto (PF) H σL es constante. En la
ecuación 4.1b no se desprecia Tp
4 frente a Tg
4 , puesto que la temperatura de pared es el
parámetro que permite introducir los efectos de la escorificación. En condiciones de hogar
limpio, Tp ˜ Tsat y Tp
4

alance de masa al atemperador. La temperatura adiabática de llama, las propiedades de los
gases, el caudal de vapor a turbina, la presión del circuito y las temperaturas de alimentación y
vapor principal pueden elegirse de acuerdo a las características particulares de una caldera de
tamaño dado. Definiendo la situación inicial como aquella en que no hay depósitos y el caudal de
atemperación es nulo y estableciendo una distribución razonable de la potencia absorbida, las
ecuaciones del modelo se utilizan a fin de prefijar las constantes de transferencia. En nuestro
caso, tabla 4.2, se trabajó a partir de los datos de operación para la caldera bajo estudio,
ajustando en lo posible la situación de partida a la de diseño sin atemperación. Q ATMP se define
(apartado 3.5) como la potencia necesaria para saturar el agua del spray: Q ATMP = ma (hsat -
ha)
PARAMETROS DEL MODELO
Tad, °C 1850 Cp, J/kgK 1300
m, kg/s 295,54 P, kgf/cm 2 168,612
Tsat, °C 350 T 1 , °C 250
Ta, °C 180 T, °C 535
Q RC , MW 120 (PF) H σL, W/K 4 4,05.10 -5
(UAF) SC1 , kW/K 497,6 (UAF) SC2 , kW/K 154,2
(UAF) EC , kW/K 281,3
SITUACION INICIAL Tp = 350 °C, ma= 0,13 kg/s
Q H , MW 371,9 Q EC , MW 65,6
Q SC1 , MW 146,1 Q SC2 , MW 97,4
Q ATMP , MW 0,23
mg, kg/s 440 Ts, °C 1200
Ti, °C 1029,9 Trc, °C 820
Tec, °C 564,6 Tpa, °C 450
me, kg/s 295,42 T 2 , °C 294,7
T 4 , °C 430,4 T 5 , °C 430,2
Tabla 4.2 Constantes del modelo elemental y situación inicial.
8) El sistema de ecuaciones es resuelto mediante el método de la secante (rutina ZSCNT,
IMSL, 1984), con un error máximo de 100 W en la potencia de cada sección. El procedimiento
conduce a solución hasta una temperatura de pared Tp= 1190 °C, siendo la absorción del hogar
en estas condiciones (284 MW) del mismo orden de magnitud que el mínimo observado en la
instalación real, figura 4.3. Este estado puede representar por tanto el equilibrio en el proceso de
deposición, en el que desliza tanta escoria fundida como es capturada por la superficie expuesta
a la llama.

Los resultados para todas las variables incógnita se han representado frente a Q H en la
figura 4.5. Obsérvese que de esta forma el tiempo avanza y la capa de depósitos crece de
derecha a izquierda en las gráficas. La definición de las expresiones adimensionales se detalla a
continuación. 16
(mg - {mg}i) / {mg}i Caudal de gases
(Tx - {Tx}i) / (Tad - T1 ) Temperaturas de gases. x= s, i, rc, ec, pa
mx / m Caudales de agua y vapor. x= e, a
(Tn - {Tn}i) / (T - T1 ) Temperaturas de agua y vapor. n= 2, 4, 5
QX / QT Potencia de los subsistemas. X= H, SC1, SC2, EC, ATMP
{ }i denota condiciones iniciales y Q T es la potencia neta absorbida por el circuito completo
de agua-vapor. Los principales efectos de la fusión de escorias sobre el funcionamiento térmico
de un generador de vapor de potencia pueden explicarse a la luz de estos resultados. Si el
equilibrio en el proceso de deposición se produce para un valor mínimo de Q H como el que se
ha supuesto, la caldera está gravemente afectada por problemas de fusión de escorias. Si el
proceso se detiene antes, la severidad del problema será correspondientemente menor.
Discutiremos la peor de las situaciones.
En primer lugar, se altera la distribución del calor absorbido, figura 4.5e. El aislamiento de
las paredes de la cámara de combustión aumenta la temperatura de los humos, por lo que la
disminución en Q H implica un incremento notable de la absorción en todos los bancos de
convección. Posiblemente, el reparto de este exceso de calor convectivo responde más a las
diferencias en superficie de intercambio que al nivel de temperaturas, como sugiere la distinta
pendiente de la curva del sobrecalentador 1 frente a las de economizador y sobrecalentador 2.
La redistribución general tiene el siguiente significado. Reordenando los términos de los balances,
puede demostrarse que, para cualquier caldera y a igualdad de producción, condiciones de
alimentación, soplado, purgas y vapor auxiliar,
ΔΣQ SC = ΔΣQ ATMP (4. 2a)
ΔQ H = -{ΔΣQ ATMP + ΔΣQ EC } + ε (4.2b)
ΔQ T = ε (4.2c)
donde Σ indica suma extendida a todos los subsistemas del mismo tipo y ε es el producto del
incremento de caudal de atemperaciones por la diferencia de entalpías entre el agua de
16 Se prefiere la representación normalizada por tratarse de un esquema elemental cuyo objeto es identificar
cualitativamente tendencias. A pesar de que se han usado parámetros reales, los resultados del cálculo
expresados como valores dimensionales no pretenden aproximar variables de funcionamiento de ninguna
instalación.

alimentación al economizador y el agua de atemperación. Los balances expresan que la potencia
absorbida en exceso por los sobrecalentadores a consecuencia de los depósitos se emplea en
vaporizar el caudal no generado en el hogar. Este caudal es suministrado por los sprays, figura
4.5 c; las ecuaciones 4.2a y b son otra forma de expresar el control de temperatura del vapor
principal.
De esto se desprende que atemperación de mezcla es un medio de regulación adecuado a
calderas de fuegos frontales con problemas graves de escorificación; otros sistemas no podrían
probablemente mantener la producción de vapor sobrecalentado ni en consecuencia su
temperatura. Con grandes acumulaciones de escoria, es posible alcanzar el máximo de agua
disponible para atemperar: los depósitos tenaces pueden ser además causa de indisponibilidades
por motivos térmicos, ya que la única forma de detener el sobrecalentamiento es entonces la
disminución de carga. Así, un carbón dado conducirá a limitaciones de producción si las
propiedades de su materia mineral son tales que se alcanza esta situación antes de llegar al
equilibrio en el mecanismo de fusión de escorias bajo las condiciones de transferencia en la
cámara de combustión.
Como indica la ecuación 4.2b, la potencia transmitida en las paredes de agua disminuye
también debido al aumento en la absorción de los economizadores. En total, el circuito recibe la
misma energía, expresión 4.2c, ya que la producción es constante. El término ε expresa que sólo
hay diferencias si la temperatura del agua de atemperación difiere de la de entrada al
economizador. En el modelo, ε está en torno a + 13 MW, siendo Q T del orden de 1000 MW.
Atemperar en peores condiciones que la alimentación (en casi todos los diseños este flujo se
toma de la impulsión de la bomba, antes de los últimos calentadores del ciclo) conduce a
pérdidas de rendimiento en principio significativas.
Otros efectos de la escorificación en este aspecto se ponen de manifiesto en las figuras 4.5a
y 4.5b. Debido a la estructura del equipo, evaporar por transferencia radiante en la cámara de
combustión no cuesta lo mismo que hacerlo en los subsistemas convectivos: el consumo de
combustible debe aumentar o, lo que es equivalente, se producen más humos y se expulsan con
mayor contenido de energía: el rendimiento térmico disminuye. En la evaluación real, hay que
tener en cuenta no obstante la recuperación mediante precalentamiento del aire con ahorro de
vapor auxiliar.
La figura 4.5d representa las temperaturas intermedias de vapor en el modelo. Su
comportamiento se corresponde con la redistribución de caudales de vapor y potencias
absorbidas, aumentando para los puntos sin controlar y disminuyendo a la entrada del
sobrecalentador final. A la salida del economizador el modelo predice unos 30 °C por debajo
del punto de saturación. En la realidad la presión será mayor que en el calderín y, en cualquier
caso, es razonable suponer que el diseño impide alcanzar la ebullición por debajo del límite

máximo para el caudal de atemperaciones. Nótese por otra parte que las dos temperaturas no
controladas constituyen el mejor indicador de los procesos de fusión de escorias, ya que su
variación es muy amplia y su medida lógicamente más habitual que la del lado gases.
La pendiente de las curvas de temperatura de humos disminuye al avanzar aguas abajo con
el flujo, figura 4.5b, lo que ofrece una interpretación distinta del proceso de regulación arriba
explicado. En efecto, la unidad es autoequilibrada respecto a la escorificación, en el sentido de
que un cambio en la absorción del hogar no se transmite linealmente a la temperatura de los
gases, ni por tanto a las pérdidas. Esto revela la intención general del diseño de un generador de
vapor de potencia: con una apropiada estimación de la tenacidad del depósito, los efectos son
mínimos y se limitan en caso de deposición grave. La magnitud de la autorregulación depende del
valor relativo de las constantes de transferencia, del número de secciones y del esquema en que
se disponen. Señalemos que para una disposición de bancos real, con pasos en paralelo y
sobrecalentadores o recalentadores radiantes o mixtos, pueden esperarse mejores características
de autorregulación que para nuestro modelo cualitativo. Hay que recalcar que pesar de ello, las
pérdidas siempre aumentan en caso de escorificación incontrolada.
Finalmente, el aumento de las temperaturas y velocidad de gases en los pasos convectivos
constituye de por sí una disfunción de la unidad. Los materiales de sobrecalentadores,
recalentadores y economizadores se someten a condiciones más severas que las de diseño. El
problema persiste a pesar de la autorregulación y es más grave cuanto más cerca está el banco
de la cámara de combustión.
Otros efectos.
Toda esta alteración del comportamiento térmico, junto a la propia presencia de depósitos
tenaces y el soplado en carga y demás maniobras de operación relacionadas son causa de otros
problemas de funcionamiento que es preciso explicar al margen de nuestro modelo elemental.
Según describen entre otros Tomás (1986), Barrett et al. (1986), Anson et al. (1988), y Sotter
(1988), cabe esperar los siguientes efectos.
La indisponibilidad debida a escorificación no sólo se origina por motivos térmicos. Otros
factores son la acumulación de grandes cantidades de depósito en las tolvas de la cámara o en el
desescoriador y los efectos negativos que sobre materiales o estabilidad de fuegos y tiro en el
hogar pueden tener las caídas masivas de escoria. Las altas temperaturas y la mayor erosión
originada por la mayor velocidad de gases posiblemente aumentan el número de roturas de tubos
convectivos. Lo mismo puede afirmarse respecto a los tubos evaporadores acerca del soplado
frecuente e indiscriminado en el hogar. Naturalmente, resulta difícil comprobar si la causa última
de una rotura es única y exclusivamente la fusión de escorias.

Una de las maniobras clásicas para mitigar la acumulación de depósitos fundidos en el hogar
es aumentar el exceso de oxígeno, con lo que se aumenta el punto de fusión de las escorias y se
disminuyen las temperaturas de la cámara. Sin embargo, es posible que la estrategia no limite el
problema y, sea cual sea el resultado, también se están aumentando de esta manera las pérdidas
en gases. Esto mismo puede aplicarse también al soplado en carga.
La escorificación no es el único fenómeno de deposición sobre las superficies de
intercambio. En los bancos convectivos se produce el ensuciamiento, que como ya se
mencionó, responde a mecanismos totalmente distintos. Las relaciones de este tipo de depósitos
con la temperatura de gases en el propio banco o en las secciones radiantes que le preceden
(incluido el hogar) son todavía motivo de controversia. En cualquier caso, una evaluación de
datos reales debe tener en cuenta que el estado de limpieza también varia para los pasos
convectivos y que usualmente existen secciones mixtas que pueden verse afectadas por
fenómenos de deposición diferentes.
Por último, la fusión de escorias no sólo afecta a la caldera y sus auxiliares; también
repercute en el consumo específico del ciclo de potencia principalmente a través de las
excursiones en las temperaturas del vapor y el consumo de agua de atemperación. Torne et al
(1986) estudian exhaustivamente estos aspectos, que no se discutirán aquí en profundidad.
Diagnóstico de la fusión de escorias.
La discusión de los comportamientos observados se hará primeramente en base a las
estadísticas de todos los periodos estables a carga nominal (superior a 330 MWe) con la red
completa de aparatos. La variable guía es la potencia medida por la red.
Su relación con el calor de evaporación ya ha sido examinada, figura 4.3. La figura 4.6
resume los resultados para el cierre de balance de los demás subsistemas. En la tabla 4.3 se
comparan las situaciones "limpia" y "sucia", representadas arbitrariamente por los valores
promedio durante los periodos en que respectivamente ocurren el máximo y el mínimo para el
valor instantáneo de Q I . Como referencia, se incluyen en la tabla los datos de diseño disponibles
(Foster Wheeler, 1974) y los de funcionamiento de primer día (Foster Wheeler, 1980).

MW DISEÑ
O
1er DIA LIMPIA SUCIA
QH 348 339 - 347 341 295
QSC1 137 - 150 127 162
QSC2 84 - 90 43 55
QSC3 97 - 104 81 84
QATMP1 26 24 -31 0 36
QATMP2 (total) 28 - 29 5 6
QRC 118 118 - 121 115 114
QEC 68 59 - 60 76 100
Tabla 4.3 Redistribución de la potencia absorbida en la caldera.
Las tendencias obtenidas se ajustan muy claramente a las predicciones de primera
aproximación; compárese la figura 4.6 con las gráficas de la figura 4.5e. El modelo del fenómeno
es válido cualitativamente para situaciones reales: la redistribución de la potencia a los
subsistemas puede explicarse en los mismos términos que antes se utilizaron; la identificación de
los depósitos en hogar como factor desencadenante de las alteraciones es indudable. En cuanto a
la magnitud de los cambios y a los matices que introduce la disposición real, conviene considerar
los datos banco a banco y tener en cuenta otras posibles influencias. Para la unidad bajo estudio,
cabrían las conclusiones que se discuten a continuación.
- Aunque el estado "limpio" escogido induce a creer que nunca se alcanza la potencia
evaporativa de diseño, podemos observar en la figura 4.3 como Q H ronda este valor y lo supera
en ausencia de depósitos; la caldera se diseña teniendo en cuenta suciedad permanente en las
superficies de intercambio. Una absorción máxima de 371 MW confirma este hecho. Sin
embargo, el efecto de la escoria es muy marcado y en gran parte de los periodos estables se está
generando en el hogar menos vapor; el promedio global para Q H es de 318 MW.
- La variación de Q SC1 (figura 4.6a) y Q SC3 (figura 4.6c) parece responder según lo
esperado al exceso de calor convectivo. No obstante, hay que considerar otros factores; ello
permitirá dar cuenta también del funcionamiento en apariencia anómalo del sobrecalentador
radiante, figura 4.6b: su absorción media oscila en una ancha banda sin relación alguna con Q I .
La explicación sugerida para el conjunto de estos tres comportamientos es la siguiente.
La experiencia de operación y los cálculos en tiempo real muestran que naturalmente
también hay variación del grado de limpieza en los sobrecalentadores primario, radiante y final.
La tendencia al ensuciamiento es mayor en el sobrecalentador radiante, donde ocasionalmente se
presentan problemas de tenacidad del depósito. Esto permite interpretar en términos generales
las tres gráficas: para los sobrecalentadores primario y final predomina el aumento en
temperatura y caudal de gases debido a la fusión de escorias. A esta tendencia se opone en el

anco intermedio el ensuciamiento independiente del propio sobrecalentador (a pesar incluso de
que la transferencia es en parte debida a la radiación térmica). 17 Por ello no se observa ninguna
relación entre Q I y Q SC2 .
La redistribución de la potencia de sobrecalentamiento responde en realidad a las prácticas
habituales de manejo de los soplados convectivos. Al igual que debe hacerse en diseño, los
operadores de una caldera de potencia cuentan con la limpieza relativa de las distintas secciones
para repartir la absorción. Esta estrategia cobra importancia cuando hay fusión de escorias
incontrolada en el hogar pero la respuesta de los depósitos en otras zonas es habitualmente
buena. En la instalación bajo estudio y por razones que luego veremos, el objetivo es limitar la
absorción del sobrecalentador primario y paredes de la zona de recuperación de calor. Con este
fin, se utilizan los sopladores retráctiles situados aguas arriba del flujo de gases; así se limpian las
secciones precedentes y se desplaza la transferencia en este sentido. La maniobra consiste
concretamente en accionar los sopladores de nariz que afectan al sobrecalentador radiante y los
sopladores del sobrecalentador final. Normalmente el resultado es satisfactorio, por lo que la
potencia transferida al sobrecalentador primario está efectivamente limitada por operación.
Podemos usar la estadística general a carga plena para cuantificar estos efectos. Así, la
figura 4.7a revela que con poco depósito acumulado en el hogar, el exceso de calor convectivo
se reparte entre SC1 y SC3 sin ninguna influencia adicional. Por contra, la banda superior (entre
145 y 163 MW en Q SC1 y a partir de 82 MW en Q SC3 ) indica que la alta absorción del primario
puede deberse también a suciedad del final; la proporción en potencia absorbida se mantiene
para peores condiciones de escorificación gracias a las estrategias de soplado que se han
mencionado. El uso del sobrecalentador radiante como regulador de la transferencia al primario
aparece claramente en la figura 4.7b, ya que la suciedad de aquel no está relacionada con la del
hogar. Los puntos dispersos por debajo de la tendencia general resultan coincidentes con
situaciones de alto Q I .
- El defecto de calor evaporativo en el hogar es compensado según lo previsto por las
atemperaciones, figuras 4.6d y 4.6e. El reparto de ambos caudales es desigual: el peso del
17 El hecho de que la única sección de sobrecalentamiento afectada por deposición severa sea precisamente el
sobrecalentador radiante tiene un significado propio. Como demuestra la ausencia de correlación entre las
potencias transferidas, figura 4.6b, no se trata de un fenómeno de escorificación similar al que se produce a
alturas inferiores del hogar ni guarda relación con él. El estudio de la evolución local del flujo absorbido en las
paredes (v. apartados siguientes) identifica sólo la parte inferior del cinturón de quemadores como la más
problemática, lo que refuerza esta conclusión. Generalmente se cree que el origen de esta clase de depósitos
es el lignito de Mequinenza utilizado en la mezcla. Martín et al. (1989) hacen notar la diferente composición
química de la ceniza de estos carbones y relacionan genéricamente los altos índices empíricos que resultan
con esta suposición operacional. Raask (1985) ha mostrado que este tipo de cenizas explica el desarrollo de
depósitos sobre las superficies más calientes de tubos sobrecalentadores. No obstante, los datos de
operación no permiten confirmar ni refutar ninguna de las hipótesis apuntadas. Por otro lado, la baja
proporción en la mezcla combustible (inferior al 10 % en peso con total seguridad y al 5 % según datos
nominales) constituye un elemento de duda adicional. Nuestro análisis no profundizará en estos aspectos,
recalcándose únicamente la necesidad de distinguir entre fenómenos distintos de deposición.

control recae sobre el spray inferior mientras que el superior completa la regulación aumentando
mucho menos respecto a la situación limpia. La figura 4.8 representa los valores medios de las
dos temperaturas controladas. Se observa, figura 4.8a, que la del vapor principal se mantiene en
su valor nominal, con sólo una leve tendencia a crecer bajo condiciones de alta escorificación.
Cuando el hogar está limpio, existen ligeros problemas para mantener el sobrecalentamiento,
como señala la dispersión de puntos a la derecha de la gráfica. La temperatura promedio a la
salida del sobrecalentador 2, figura 4.8b, se sitúa (salvo ocasionales excursiones) muy por
debajo de los 490 °C que corresponderían como consigna a un reparto equitativo de la
atemperación nominal. Esto muestra que el diseño y ajuste del sistema de regulación imponen la
asimetría observada. Por otro lado, se comprueba que la temperatura de salida del SC2 está
sujeta según cabía esperar a una mayor oscilación en ausencia de depósitos de escoria.
En cuanto a los efectos sobre el rendimiento del ciclo, la fusión de escorias favorece el
mantenimiento de las temperaturas del vapor y por tanto no influye negativamente en este
aspecto. Por el contrario, el incremento del caudal de atemperaciones que supone la situación de
alto sobrecalentamiento sí implica un aumento en el consumo específico del ciclo. Esta pérdida
puede estimarse mediante las curvas nominales de corrección (ENDESA, 1980) en torno a un
0,15 %.
- Debido a la regulación por compuertas del flujo de gases, la absorción del recalentador se
mantiene constante en el valor de diseño dentro de los límites de incertidumbre, figura 4.6f. Los
puntos aberrantes corresponden a cargas estables en torno a 330 MWe y sólo ponen de
manifiesto que la transferencia al recalentador depende fuertemente de la carga del ciclo de
potencia, como es lógico. La prioridad del control enmascara las posibles tendencias de
deposición: el grado de ensuciamiento es desconocido pero los problemas no son graves ya que
hay exceso de potencia para recalentar. Correspondientemente, la temperatura de salida
permanece en cualquier condición próxima a su valor nominal de 540 °C; la tendencia es similar
a la de la temperatura del vapor principal, pero sin situaciones de bajo recalentamiento.
- Por último, la figura 4.6g muestra la variación del calor absorbido para el precalentamiento
del agua en los economizadores. Estas son posiblemente las secciones más alteradas; la
absorción se mueve permanentemente por encima de las cifras de diseño. La temperatura de
entrada del agua al calderín presenta un máximo absoluto de 325 °C respecto a la situación
limpia de 295 °C.
Otros aspectos del fenómeno pueden estudiarse mediante la relación de Q I con las variables
de funcionamiento. Explicaremos en primer lugar por qué se intenta limitar la absorción del
sobrecalentador primario y cuál es el resultado de estas maniobras.

El diseño de sobrecalentadores y recalentadores convectivos es función entre otros muchos
factores (v. Babcock & Wilcox, 1978; Singer, 1981) de la temperatura máxima de trabajo. La
especificación de aleaciones, espesores y diámetros depende de este parámetro y se realiza en
función de estimaciones previas. Puesto que una de las consecuencias de la deposición severa en
el hogar es calentar en exceso todos los bancos de convección, las previsiones de diseño en este
sentido se verán alteradas.
Resulta difícil establecer criterios que permitan al operador saber a cada momento si está
trabajando dentro de los límites admisibles de temperatura de los materiales. El sondeo directo
de las temperaturas del metal es una técnica de reciente desarrollo (CISE, 1986), todavía no
implantada y probablemente de alto costo. La complicación de la medida de altas temperaturas
en grandes pasos de gases sucios determina que, salvo para propósitos de I+D, la primera
medida en el flujo de humos se realice a la entrada de los precalentadores de aire o,
excepcionalmente, a la salida del economizador. La única temperatura habitualmente disponible
que indica un grado anormal de sobrecalentamiento es por tanto la del vapor sobrecalentado
antes de su atemperación. En la instalación a estudio, la temperatura de salida del
sobrecalentador primario se adapta particularmente bien a esta función ya que incluye respecto a
saturación no sólo la absorción del propio banco sino también la de las tres paredes y techo de la
zona de recuperación de calor; la ZRC encierra gran parte del trayecto convectivo de los humos.
De esta forma, el fabricante trabaja con dos valores máximos para la temperatura de salida. El
material del SC1 se escoge bajo la hipótesis de una temperatura de vapor de 470 °C (Foster
Wheeler, 1974). En operación y puesto que este parámetro representa las temperaturas de
trabajo de todos los bancos convectivos, se recomiendan límites más conservadores: 435 °C
durante menos de 4 horas y 425 °C para periodos más largos (C.T.Teruel, 1989,1990).
Este criterio de funcionamiento explica la razón de las maniobras de soplado explicadas.
Puesto que los depósitos en la cámara no se desprenden, no puede limitarse la temperatura de
salida del SC1 actuando sobre el hogar. Luego la solución es aumentar la absorción en los
sobrecalentadores radiante y final, que sí responden por lo común al soplado en carga.
Naturalmente, cabe argüir que el problema de materiales no disminuye: solamente se desplaza, al
igual que lo hace el exceso de potencia convectiva. La estrategia es sin embargo beneficiosa,
pues tiende a redistribuir la carga térmica hacia las secciones de convección diseñadas para
mayores temperaturas y hacia el sobrecalentador radiante y partes altas del hogar. El efecto
deseado no se alcanza siempre: podemos observar en la figura 4.9 como los límites se rebasan
en promedio cuando la absorción de la red de instrumentos cae por debajo de unos 75 MW, lo
que sucede frecuentemente a carga base y no es inusual a carga cíclica como veremos.
La tabla 4.4 resume el seguimiento sección por sección de las roturas en el circuito de vapor
de la caldera bajo estudio en los últimos 5 años. A pesar de que el régimen predominante desde
1984 es carga cíclica, resulta significativo el hecho de que el banco de convección más afectado

sea el sobrecalentador final, sometido a mayores temperaturas de humos y número de soplados,
según se ha explicado. Sigue en importancia el recalentador, posiblemente también influenciado
por las altas temperaturas debidas a la escorificación, aunque la velocidad del flujo de gases
debe ser menor a consecuencia de su control. EC2 y SC1 no presentan por contra casi ninguna
incidencia. La relativamente alta frecuencia de pinchazos en las paredes de la zona de
recuperación de calor es quizá debida tan sólo a su mayor extensión.
1987 1988 1989 1990 1991 TOTAL
HOGAR 4 4
ZRC 2 1 3
SC1 1 1
SC2
SC3 3 2 1 6
EC1 1 1
EC2
RC 2 2 1 5
TOTAL 4 5 4 2 3 20
Tabla 4.4 Estadísticas de rotura de tubos en carga.Fuente: Oficina Técnica de la Central Térmica
"Teruel". Grupo 1. Datos actualizados hasta la revisión de mayo - junio de 1991.
Los efectos sobre la temperatura de gases tras economizador pueden inferirse a través de
las medidas a la entrada de los precalentadores secundarios, cuya estadística se presenta en la
figura 4.10a. Aparentemente, las características de autorregulación son excelentes; la
acumulación de escorias en las paredes origina sólo una tendencia creciente casi imperceptible.
La respuesta frente Q H , Q SC1 , Q SC3 y Q EC es acorde con esta relación. Puesto que la medida
es de poca fiabilidad, conviene considerar los datos durante cortos intervalos de tiempo. El
ejemplo representativo de la figura 4.10b muestra que efectivamente el incremento durante
incidencias severas de escorificación a carga nominal está en el rango máximo de 10 a 15 °C,
con un picos ocasionales de unos 20 °C. Obsérvese no obstante que la tendencia no es
totalmente definida y se presentan también retrasos y posibles influencias de limpieza o soplado
de otras secciones. Igualmente, las medidas de planta reflejan a veces asimetrías inexplicadas.
Las pérdidas por temperatura de gases serán limitadas: estos ligeros aumentos se reducen aún
más tras el paso por precalentadores de aire. En campo se comprueba que la temperatura a la
salida de los ventiladores de tiro inducido presenta una respuesta errática frente a Q I . La
elaboración de los valores medios, figura 4.10c, presenta en consecuencia una gran dispersión,
pero sugiere sin embargo un probable incremento en el orden de 5 °C.
Como corresponde a una instalación de carbón pulverizado con amplia variabilidad en las
mezclas utilizadas, no existe ninguna medida de planta que indique directamente el consumo de
combustible. La traducción del comportamiento anómalo de la caldera a cifras de rendimiento
térmico puede intentarse cerrando aproximadamente el balance de energía a partir de variables

de proceso. Es preciso contar con estimaciones fiables de las características del carbón, referir el
precalentamiento del aire a una misma temperatura ambiente (ASME, 1974) y comparar
únicamente situaciones con las mismos parámetros de operación (v. tabla 3.11; básicamente,
carga, combustibles, vapor de soplado y exceso de oxígeno). Nuestros resultados para las series
de categorías con datos de carbón más fiables de la tabla 3.9 no contienen ninguna tendencia
clara. Dada la incertidumbre que se le estima al procedimiento aun en las condiciones explicadas,
se ha de concluir que las diferencias en rendimiento térmico debidas a los fenómenos de
escorificación no superan el 1%. Esto es válido para idénticas condiciones de funcionamiento; el
estudio de la variación del rendimiento con los cambios de operación tales como el soplado,
imputables por completo a la fusión de escorias, se lleva a cabo más adelante.
La influencia del carbón, los soplados y los regímenes de carga.
El diagnóstico realizado hasta el momento contempla a la unidad funcionando en sus
condiciones de diseño: potencia nominal y carga base 18 , bajo las cuales se observan las dos
situaciones extremas "limpia" y "sucia" antes definidas más toda la gama de respuestas
intermedias. Deliberadamente se ha evitado discutir la evolución con el tiempo, el soplado de las
paredes de la cámara o la variación de combustibles.
El comportamiento de los depósitos en el hogar no es estacionario y depende fuertemente
de los regímenes de carga. Esto es así por dos razones. En primer lugar, los procesos de
escorificación grave pueden explicarse como ya vimos mediante un doble lazo de realimentación
térmica: la severidad tenderá a empeorar con el tiempo transcurrido a potencia constante. Por
otro lado, el fenómeno está influenciado por la carga de la caldera: un aumento (descenso) de la
potencia generada significa un aumento (descenso) de la irradiación sobre los depósitos, luego el
mecanismo de realimentación se ve favorecido (entorpecido). Es de esperar por lo tanto una
mejor evolución a menor carga. Por otra parte, es evidente que los mecanismos de formación de
depósitos serán interferidos en alguna medida por el soplado de las superficies. Finalmente, a
todo ello se superpone la variación de las características fisicoquímicas de los depósitos,
originada por la variación en las mezclas de carbones utilizadas.
Estos aspectos se ponen de manifiesto a través del seguimiento de la operación diaria de la
unidad. Dada la fuerte relación encontrada entre la medida directa y las variables de
18 Por carga base se entiende carga nominal mantenida indefinidamente. Carga plena, nominal o máxima son
sinónimos del MCR (maximum continuous rating, carga estable máxima a la que puede manejarse la unidad
durante largos periodos de tiempo) especificado por el fabricante; en el caso que nos ocupa, 350 MWe ó unas
1090 T/h de vapor sobrecalentado en sus condiciones nominales. Aunque los diseños de grupos térmicos se
realizan en la hipótesis de carga base, la actual estructura energética obliga no obstante a operarlos a carga
cíclica, es decir, a cargas parciales durante las horas valle de la demanda eléctrica. Estas coinciden con las
horas nocturnas (típicamente de 12 de la noche a 8 de la mañana) extendiéndose durante el día los fines de
semana. Como ya se indicó, los datos adquiridos en este estudio incluyen 9 semanas de carga base durante
un máximo de unos cinco días y medio, además de igual volumen de información a carga cíclica.

funcionamiento térmico (figuras 4.3 y 4.6 a 4.10), es posible resumir las observaciones
experimentales mediante una única variable: el calor total detectado por la red, Q I , calculado en
MW por integración de las medidas locales. Consideremos primeramente los datos en bruto a
través de un ejemplo. La serie de figuras 4.11 muestra la respuesta dinámica de los depósitos
durante una semana completa de lunes a viernes a carga base. La evolución típica que
experimenta el calor absorbido total es a grandes rasgos como sigue. Partiendo de la situación
limpia provocada por el aumento de carga, la variable disminuye debido al ensuciamiento hasta
alcanzar valores mínimos en el estado de equilibrio o saturación del proceso de deposición; la
tendencia a la formación de depósitos es pues permanente y responde básicamente al modelo de
realimentación. Salvo en los grandes picos de limpieza, el perfil es siempre exponencial
decreciente. El valor máximo alcanzado el lunes (figura 4.11a) no se repite en toda la semana:
siempre hay depósitos tenaces a carga plena. Igualmente, las gráficas muestran como la repuesta
al soplado empeora conforme avanza el tiempo a carga constante y hogar sucio. Sin embargo,
esta evolución general está sujeta a varios tipos de oscilaciones. A alta frecuencia, se observan
incrementos súbitos de pequeña amplitud que corresponden (v. apartado 4.2) a limpiezas
parciales ocasionadas por la acción de los sopladores de pared sobre zonas localizadas. Nótese
como estos últimos son operados prácticamente de forma continua. Pero se presentan también
grandes alteraciones (en este caso, la más notable se produce el viernes, figura 4.11e), que
señalan limpieza de gran extensión y parten de la situación de absorción mínima. También existen
variaciones estacionales de periodo largo; compárese el aparente nivel de saturación del
miércoles (figura 4.11c) con el más reducido observado el día anterior (figura 4.11b). Por lo
tanto, un modelo de decaimiento exponencial con oscilación de alta frecuencia peca de
simplicidad. Resulta evidente que existen factores ajenos al propio régimen de carga que están
alterando la respuesta obtenida.
Con objeto de cuantificar el comportamiento medio salvando los casos particulares e
investigar las causas que lo provocan, es preciso considerar las estadísticas generales de Q I en
función del tiempo y la carga. En lo que respecta a la operación de los sopladores, puede
realizarse así un primer examen; el estudio de las operaciones de soplado se presenta en toda su
extensión en el apartado 4.2. Los resultados para nuestra unidad se exponen a continuación.
- El depósito evoluciona con el tiempo a carga máxima según resume la figura 4.12a, que
representa los valores medios del calor absorbido por los instrumentos para todas las categorías
estables a potencia superior a 330 MWe consideradas por intervalos de dos en dos horas desde
el cambio de régimen. La estadística demuestra definitivamente que siempre hay depósitos
tenaces a carga nominal, ya que la limpieza total (promedios máximos) sólo se observa recién
establecida la potencia plena y ya no vuelve a alcanzarse ese mismo valor de calor absorbido si
se mantiene la producción. Para muchos de los puntos, el decaimiento es exponencial hasta
alcanzar la saturación, lo que prueba en general que el soplado de las paredes es de efectos

limitados. La dispersión de buena parte de los valores tiene su explicación. Un examen más
detallado muestra que los promedios están ordenados por series correspondientes a diferentes
semanas de carga plena continuada. La mayoría muestra un decaimiento muy rápido, pero
durante algunos periodos la tendencia es más ligera. La figura 4.12b representa sólo los puntos
de las dos semanas límite. Del 26 al 30 marzo del 90 (curva superior) hay que concluir que la
escorificación era mucho más leve que del 30 de abril al 4 de mayo del mismo año (curva
inferior).
La estadística temporal permite en consecuencia establecer un criterio de comparación
objetivo para clasificar un periodo determinado como "peor" o "mejor" en lo que a la fusión de
escorias se refiere. Esto hace posible una identificación más rigurosa de las causas del fenómeno,
cuestión que analizaremos más adelante.
Las alteraciones periódicas en la evolución y respuesta al soplado pueden observarse mejor
en la figura 4.12b, pues vienen marcadas por la oscilación del valor medio de Q I para cada serie.
Nótese cómo la magnitud de la limpieza disminuye al aumentar el tiempo y que los dos casos
límite tienden a coincidir. Aunque existen variaciones a corto plazo, el comportamiento promedio
a carga nominal siempre empeora conforme pasa el tiempo.
- La variación del fenómeno con la carga se muestra en la figura 4.13a mediante la
estadística para potencias estables inferiores a 300 MWe. Se observa la lógica tendencia en el
máximo de Q I , pero salvo a mínimo técnico, el problema parece persistir. Los modos habituales
de operación explican esta aparente anomalía. Las bajas absorciones en los escalones de 280 y
210 MWe no se deben a escorificación, sino que señalan más bien una situación heredada del
anterior periodo a carga máxima. Al contrario de lo que sucede en la transición inversa, los
depósitos en hogar no se desprenden por la simple reducción de carga. La eficacia del soplado
es baja hasta pasadas varias horas a potencia reducida, lo que indica que la capa exterior de
depósitos debe enfriarse, solidificarse y someterse a soplado para perder su tenacidad. En
cualquier caso, no existen fuertes tendencias a la formación de escoria. El escalón de 180 MWe
aparece como una excepción, ya que raramente se pasa de 350 MWe a mínimo técnico sin
escalones intermedios, por lo que normalmente se llega a 180 MWe en condiciones de tubos
limpios. La figura 4.13b demuestra estas afirmaciones para el intervalo de potencias en torno a
210 MWe; similar relación se obtiene para el escalón de 280 MWe. Puede afirmarse por tanto
que el fenómeno sólo es problemático en régimen superior a unos 300 MWe y como máximo
durante las 4 primeras horas a carga parcial.
- La figura 4.12b pone de manifiesto que en el peor de los casos es posible alcanzar el valor
mínimo de Q I dentro de los primeros dos turnos a carga nominal. El ritmo de formación de
depósitos es en ocasiones extremadamente rápido, como también pudo observarse
repetidamente en operación diaria. En consecuencia, un régimen cíclico de cargas no significa

necesariamente escorificación reducida, aunque existe la ventaja de la limpieza segura a carga
parcial y/o en el momento de la vuelta a carga plena.
- La situación extrema de suciedad en hogar caracterizada en apartados precedentes se
presentó en numerosas ocasiones durante los experimentos a carga base. A pesar de ello, en
ningún caso llegaron a ser necesarias reducciones en la carga por motivos térmicos. Hay que
concluir que el estado de equilibrio del proceso de deposición se produce antes de alcanzar el
límite de control de la temperatura de vapor principal: la escorificación observada no es causa de
indisponibilidad en este sentido. No obstante, extrapolar esta afirmación a periodos superiores a
5 días a carga base puede ser arriesgado. Tampoco se observaron otros tipos de
indisponibilidades que pudieran ser directamente atribuibles a la fusión de escorias. La única
circunstancia secundaria que siempre origina el fenómeno es la dificultad de manejo del
desescoriador. La gran masa de depósitos acumulada durante varios días a carga base se
desprende en el espacio de pocos minutos, lo que supera naturalmente las previsiones de
operación del sistema de manejo de cenizas. La incidencia es motivo de retrasos en el rearranque
rápido del grupo tras un disparo fortuito por otras causas.
Tras el análisis de la evolución con el régimen de cargas bajo condiciones habituales de
operación, resta el hecho significativo de que los ritmos de deposición y la respuesta al soplado
presentan frecuentes alteraciones durante un mismo periodo a carga constante (figura 4.11) y se
observan diferencias al comparar intervalos en las mismas condiciones de explotación (figura
4.12b). La siguiente tarea es investigar los motivos que originan estas variaciones de
comportamiento.
En casos de escorificación grave, la respuesta al soplado en carga retiene pese a cualquier
análisis un carácter fundamentalmente aleatorio. Como veremos en los siguientes apartados, la
acción repetida o espaciada de los sopladores es por lo común ineficaz a carga plena, pero
ocasionalmente suceden caídas generalizadas sin que sea posible discernir cuál es el factor
diferenciador. Ello es posiblemente una consecuencia de la propia estructura de los depósitos:
una capa exterior fundida puede proporcionar la suficiente cohesión como para resistir
indefinidamente el chorro de vapor, pero una rotura casual localizada provoca una limpieza que
se extiende sobre gran parte de las paredes. Puesto que aumenta la absorción, la evolución del
fenómeno realimentado de deposición y, consecuentemente, la facilidad de limpieza en las zonas
restantes mejoran; en suma, se tiene un cambio marcado en el comportamiento sin motivos
aparentes.
Lamentablemente, en esta dirección no es posible sino aventurar hipótesis. La experiencia
de operación indica sin embargo que sí existen influencias insospechadas que pueden alterar la
evolución del depósito. Considérese el ejemplo presentado en la figura 4.14. El calor medido
indica hasta las 20 horas fuertes dificultades de limpieza, para dar paso repentinamente a

progresivas caídas de depósitos bajo la acción de los mismos sopladores que anteriormente
producían efectos mucho más limitados. El caso se ajusta a las suposiciones del párrafo anterior,
salvo en un aspecto: la causa última está identificada. Un fallo grave en el control de las
compuertas de aire primario del molino A (indicado en la figura por la oscilación de los caudales
de aire primario) provocó una pulsación en la presión de la cámara. Pudo observarse en
operación que el accidente coincidió con la primera limpieza generalizada; cabe identificarlo por
tanto como la causa más probable.
Por encima de todas estas alteraciones puntuales, el grado de desarrollo de depósitos
problemáticos sólo puede obedecer a las propiedades de los combustibles, dado que el resto de
condiciones son idénticas. La comprobación se basa en lo observado en la figura 4.12b y
consiste en comparar la absorción promedio tras determinado número de horas a carga plena
con las características del carbón quemado en los periodos que correspondan. Este método
proporciona un buen criterio de selección de aquellas mezclas o tipos que conducen a mejores
comportamientos en lo referente a la fusión de escorias; pueden incluirse también los
combustibles de apoyo. No obstante, el método ha de elaborarse si, como es nuestro caso,
intervienen varias clases generales de carbones y multitud de fuentes de procedencia particulares:
hay que tener en cuenta que el efecto de la mezcla no será el promedio de las influencias de cada
componente. En cualquiera de los casos, es preciso utilizar información fiable sobre la
alimentación de carbones y las características de cada clase.
A pesar de la mala calidad de nuestros datos sobre carbones, es posible presentar algunos
ejemplos representativos. Las estadísticas utilizadas pertenecen al periodo entre 24 y 48 horas
tras el establecimiento de la carga nominal. En concordancia con lo establecido en el tratamiento
previo, se han eliminado aquellas categorías que presentan
- Consumo de gas natural
- Variación en la composición nominal de parva o en el porcentaje estimado de hulla en
carbón (desviación típica mayor que cero) durante las 4 horas adyacentes en uno u otro sentido.
- Desviación típica en el porcentaje estimado de parva en carbón o lignito triturado en
carbón superior al 1 %. Esto permite retener aquellos periodos con consumo de lignito triturado
en uno de los molinos; la desviación típica del cálculo en base a la velocidad del alimentador es
del orden del 4 %.
- Desviación típica en el consumo volumétrico de carbón superior a la incertidumbre de la
medida (61 rpm). Nótese que variaciones mayores no implican necesariamente un cambio en la
calidad del combustible.

La figura 4.15a demuestra la influencia de los lignitos triturados sin lavar en el proceso. A
porcentaje cero existe gran dispersión (lo que señala efectos debidos a la composición de
parva), pero se comprueba claramente que la tendencia a la fusión de escorias es siempre mayor
para altos porcentajes. Este resultado concuerda con las observaciones de operación, que
indican genéricamente un mejor comportamiento para parvas con carbones lavados frente a la
alimentación original con lignito y hulla. También se observa en la gráfica como la operación con
lignito triturado en uno de los molinos y parva en el resto resulta en situaciones intermedias.
Los resultados para la composición de parva son menos definidos. Los datos sugieren,
figura 4.15b, que existe un porcentaje óptimo de hulla en parva; podría inferirse de aquí una
curva en U: la fusión de escorias podría deberse bien a la gran proporción de lignitos o bien (con
menor severidad) a su activación por parte de un alto porcentaje de hullas. Recíprocamente,
parece existir una proporción óptima de lignito lavado en parva.
4.2 COMPORTAMIENTO LOCAL DEL FLUJO DE CALOR
ABSORBIDO EN EL HOGAR.
Hasta este punto, la medida directa del calor absorbido en la cámara aparece simplemente como
un medio de detección y diagnóstico equivalente al cierre de un balance de energía en el lado
vapor. No hay que olvidar por contra que la información hasta ahora analizada es realmente la
suma de numerosos componentes individuales que dan cuenta del comportamiento local de los
fenómenos de fusión de escorias. El estudio de los flujos de calor medidos aporta de esta manera
nuevos matices al análisis del problema. No obstante, la información transportada por este tipo
de señales es de alta complejidad. Su tratamiento no es sencillo, interviniendo en él diversos
factores que hay que considerar por separado. Entre ellos se cuentan las formas de evolución,
los valores de absorción máxima y la actuación del sistema de sopladores. En esta sección se
desarrolla en primer lugar el método general que debe seguir el análisis riguroso de la incidencia
local de los depósitos. Posteriormente, la herramienta se aplica al diagnóstico local de los
problemas de fusión de escorias.
Observaciones de operación.
Ya indicamos que en casos de fusión de escorias severa, las señales obtenidas por una red
detectora del flujo de calor absorbido en la cámara de combustión presentan un comportamiento
altamente variable tanto temporal como espacialmente y, en un examen casual, poco sujeto a
patrones definidos.
La variabilidad de la medida entre unas zonas y otras de las paredes de hogar es muy acusada.
En primer lugar, hay que notar que los valores de qa pueden presentar un gradiente espacial alto,
ya que reflejan un parámetro en realidad discontinuo: el espesor de escoria depositada sobre el
tubo. En la instalación bajo estudio, esto se pone de manifiesto al comparar las señales de los
dos aparatos próximos. Con una frecuencia aproximada de una vez cada dos turnos, uno de los
detectores presenta un claro pico de limpieza que no aparece en el otro. La figura 4.16a muestra
un ejemplo representativo. La diferencia máxima es del orden del rango de la variable, pero sólo
se mantiene durante menos de una hora. Incidencias de este tipo únicamente pueden deberse a la
existencia de una frontera de limpieza parcial entre los dos puntos de medida. Esto demuestra
que adaptar la disposición de la red a la del sistema de sopladores no sobredimensiona el
número de aparatos necesario si se quiere detectar en detalle la evolución del fenómeno.
Igualmente se concluye que el análisis debe hacer uso de la estadística, ya que aun con esta

densidad de red, un valor instantáneo de qa puede no ser representativo de las condiciones
locales.
Otras conclusiones preliminares pueden deducirse del contraste sistemático con las
observaciones realizadas por los fogoneros, que constituyen de hecho la única medida
independiente de la severidad local del depósito. En nuestro caso, se han utilizado las
anotaciones recogidas según el parte de la figura 3.8. La figura 4.16b resume para un
determinado portillo de inspección los resultados. Los promedios de qa corresponden al registro
de los dos medidores localizados en la zona durante un intervalo estable de una hora de duración
centrado en el momento de cada observación. La coincidencia en situaciones extremas parece
clara, con la excepción de algunos puntos aberrantes. La puntuación 2 ("capa ligera, se ve la
forma de los tubos") comprende en apariencia una gran variedad de condiciones, lo que quizá
indica que son sólo tres las situaciones que un observador experimentado es capaz de distinguir
cualitativamente. En general, la comparación es positiva si descontamos los factores subjetivos,
por lo que puede afirmarse que la medición del flujo de calor detecta adecuadamente la
incidencia local de los depósitos y cuantifica la observación visual. Sin embargo, no hay que
olvidar que con llamas de carbón pulverizado sólo es posible observar unos pocos metros
cuadrados de superficie en torno a las esquinas de la cámara. La determinación visual del estado
de suciedad o limpieza de las paredes es por tanto engañosa pese a la experiencia del fogonero.
En la figura 4.16c se muestra la misma estadística para medidores situados a la misma altura pero
al otro lado de la cámara y en el centro de la pared trasera. La tendencia aparece mucho más
diluida. En conclusión, la red de aparatos sensores de flujo de calor no sólo cuantifica la
información visual, sino que es necesaria para una detección completa.
A la variabilidad espacial se une la variabilidad de la evolución temporal. La observación
prolongada revela que en realidad sí existe un modelo de respuesta tras este comportamiento
cambiante. En otras palabras, los valores instantáneos son poco significativos: es más bien la
evolución a largo plazo la que muestra tendencias. Esta última debe dictar en consecuencia la
interpretación de los datos experimentales. Como primer paso, resumiremos las observaciones
realizadas durante los experimentos ajustándolas a un sencillo esquema idealizado. Esto
permitirá, además de formar una idea general sobre la respuesta, explicar algunas características
peculiares del fenómeno bajo estudio.
Partiendo de superficies limpias y conforme avanza el tiempo a carga constante, podemos
esquematizar la evolución del flujo de calor absorbido en un tubo cualquiera de las paredes del
hogar como se muestra en la figura 4.17. Los comportamientos observados se ajustan en lo
esencial a tres tipos diferentes.
q a , kW/m 2
tiempo
tipo 1 tipo 2 tipo 3
Figura 4.17 Evolución idealizada del flujo de calor absorbido local.
Tipo 1: evolución constante. Sólo se observa una pequeña oscilación en el valor del flujo de calor
absorbido, que se mantiene en un nivel alto, del orden de varias veces el índice de absorción

promediado para todas las superficies de hogar (˜ 125 kW/m 2 ). La respuesta no se ve alterada
por el soplado.
Tipo 2: evolución en diente de sierra. qa disminuye con un perfil manifiestamente exponencial
desde un valor máximo de igual magnitud al del tipo anterior. Las velocidades de caída están el
rango de los 100 - 300 kW/m 2 h. Coincidiendo siempre con la acción de los sopladores, hay un
incremento súbito de la señal de vuelta al valor máximo; el valor mínimo alcanzado depende de la
frecuencia del soplado. El ciclo se repite indefinidamente y el flujo de calor absorbido promedio
es algo inferior al correspondiente a evolución constante.
Tipo 3: evolución en forma exponencial. El decaimiento del tipo 2 no recupera con la operación
de los sopladores. El flujo de calor absorbido continua decreciendo hasta alcanzar un valor
mínimo que puede estimarse del orden de 50 a 100 kW/m 2 , teniendo en cuenta que los aparatos
se saturan en un valor inferior al real.
La interpretación de estos comportamientos es evidente en términos de formación de depósitos.
El primer tipo responde a una situación en la que no se deposita escoria sobre el tubo y éste
permanece limpio. La tendencia a la deposición es nula; no se adhiere ninguna cantidad de
escoria o bien se desprende espontáneamente sin alcanzar gran espesor. La caída exponencial
revela lo predicho por los modelos del proceso realimentado de deposición y ha sido observada
en todos los experimentos sobre estos fenómenos. Los altos ritmos de decaimiento de la señal
indican de por si una tendencia anómala a la escorificación. No obstante, si la tenacidad del
depósito no es alta, se tiene un perfil de absorción en diente de sierra que puede considerarse un
comportamiento normal, aunque implique mayor consumo de vapor de soplado y menor
absorción media. Los fenómenos de fusión de escorias se ponen de manifiesto en el tercer tipo
de evolución: la escoria es altamente resistente al soplado en cualquier fase de su proceso de
formación. Debido a ello, el límite mínimo del flujo de calor absorbido viene impuesto por la
situación de equilibrio en la que desliza tanta escoria fundida como se deposita. Ello corresponde
a un alto espesor de escoria, resultando así un valor de flujo de calor absorbido promedio
claramente inferior al normal. Nótese que la integración de todos los componentes locales
proporciona la respuesta global antes examinada. De hecho, ésta presenta un perfil similar, figura
4.11, con la excepción de que en valores locales la limpieza sí puede ser total.
La figura 4.18 muestra ejemplos reales de evoluciones tipos 1, 2 y 3. Lógicamente, la división en
tipos debe entenderse como una hipótesis de trabajo, ya que en la realidad rara vez los
comportamientos son tan definidos. Es corriente observar situaciones que podrían clasificarse
como tipo 2 de baja frecuencia, es decir, con respuesta al soplado pero no en todas las
ocasiones. Si las limpiezas se espacian mucho, la situación se interpretaría entonces como una de
tipo 3 con picos esporádicos. Por otro lado, el valor máximo alcanzado no siempre es el mismo,
lo que señala en principio limpiezas parciales. Los ritmos de deposición también son ampliamente
variables desde cero al máximo que se ha indicado: de nuevo se diluyen los límites de separación
por tipos. Igualmente, se observan incrementos en ausencia de soplado con perfiles menos
marcados (limpiezas espontaneas), caídas instantáneas de la señal (deposición de lo desprendido
a alturas superiores), etc. En cualquier caso, la clasificación proporciona el marco de referencia,
ya que al incluir los casos límite, comprende en consecuencia todas las situaciones que pudieran
presentarse.
La evolución local del fenómeno a carga constante empeora con el tiempo, pasando desde tipo 1
a tipos 2 y 3 tal como sugiere la figura 4.17 y como corresponde al modelo básico. El intervalo
de tiempo en que esto sucede es ampliamente variable. Para qa caben naturalmente todos los
matices explicados para Q I anteriormente. La respuesta al soplado desde saturación cambia
ocasionalmente. Los tipos intermedios entre el 2 y el 3 representan este hecho. Nótese que la
eventual falta de representatividad local vista en el ejemplo de la figura 4.16a apoya la hipótesis

de que que las causas son aleatorias comentada en el apartado anterior. No obstante, nunca se
producen transiciones bruscas desde el tipo 3 a los otros dos, y la respuesta a largo plazo se
ajusta a la hipótesis de trabajo. Por zonas (figura 2.27) y regímenes de carga, el comportamiento
típico observado se resume de la siguiente manera.
A cargas parciales son características las evoluciones tipos 1 y 2. La primera se presenta casi
exclusivamente en los laterales (en nuestra unidad, sopladores 2 y 3, 6 y 7) a todas las alturas de
la cámara. A carga nominal durante menos de (típicamente) 24 horas, los medidores en posición
lateral presentan evolución tipo 2 de mayor o menor frecuencia, aunque se observan excepciones
con comportamiento tipo 3. Los sensores en posición central sí responden claramente a perfiles
tipo 3, con picos ocasionales. La respuesta es especialmente mala para la segunda y tercera
altura de quemadores (planos E y F). Por encima, pueden presentarse evoluciones tipo 2. El
primer nivel de quemadores (plano V) experimenta en su parte central perfiles tipo 2 algo
mejores que el resto. Por su parte, la absorción en la pared frontal por encima del cinturón de
quemadores (aparato TO-AC1) no se aparta de un valor constante. Transcurrido (típicamente)
un día a carga base, se nota un desplazamiento hacia tipos peores en el perfil de evolución de
todos los sensores. Así, los tipos 2 de los laterales pasan a 3 con picos espaciados y éstos
últimos desaparecen casi por completo de los detectores de la zona central. En ocasiones
extremas, también en la pared frontal el comportamiento se desplaza a tipos 2 y 3.
La interpretación de estas impresiones de operación parece clara: el depósito se forma en el
centro del cinturón de quemadores y se extiende progresivamente si la carga no disminuye. No
obstante, las excepciones y cambios de comportamiento son lo suficientemente numerosos como
para que no pueda aceptarse esta conclusión sin posterior análisis. Igualmente, es preciso
cuantificar la respuesta en cada uno de los puntos de medida. Puesto que esta tarea debe
hacerse en base a los característicos perfiles de evolución, la elaboración estadística vista hasta el
momento no es suficiente. Es preciso desarrollar nuevos métodos para valorar apropiadamente el
cúmulo total de información sobre el flujo de calor absorbido, es decir, sobre la incidencia local
de los depósitos.
Caracterización de la transferencia local a los tubos evaporativos.
A consecuencia del comportamiento local de los depósitos que se acaba de explicar, un
valor instantáneo de flujo de calor absorbido tiene poco significado si no se establece
previamente una referencia para cada punto de las paredes del hogar. Este es el objetivo de la
segunda etapa del análisis: valorar la reducción del calor transmitido debida únicamente a los
depósitos y referirla a la situación de tubo limpio a igualdad del resto de condiciones. Llevar a
cabo esta tarea con precisión es imposible sin medidas adicionales, ya que la transferencia de
calor desde la llama está influida por diversos factores y no hay modelos adecuados de
predicción. Por otro lado, la medida del flujo de calor "disponible" (o flujo de calor que
absorberían los tubos libres de depósitos) resulta impracticable precisamente por la gran
tendencia a la deposición (v. Anexo 3). En consecuencia, hay que partir únicamente de los
propios valores obtenidos en kW/m 2 y del resto de variables de proceso.
En primer lugar, la información estadística debe examinarse de una manera especial. Los
intervalos estables fragmentan el registro continuo de la señal de una forma aleatoria en lo que a
la propia señal se refiere. Ello permite interpretar los valores de media, máximo y desviación

típica durante cada categoría estable en términos de la clasificación idealizada por tipos vista en
el apartado anterior.
Así por ejemplo, se observa en la figura 4.19a como a potencia plena (superior a 330
MWe) el valor medio obtenido con el aparato FT-E4 sólo es igual al máximo para bajos niveles
de flujo de calor. Ello se corresponde con una evolución prolongada de tipo 3. A esa carga y
para ese sensor no se presentan comportamientos de tipo 1, ya que el promedio se aparta
significativamente del máximo por encima de unos 120 kW/m 2 . La zona de alto valor máximo
corresponde pues a situaciones tipo 2 completamente incluidas en la categoría estable. La parte
intermedia de la gráfica contiene evoluciones tipo 2-3 y tipo 2 fragmentadas. La relación entre
desviación típica y máximo es otra interpretación de este paralelismo, figura 4.19b. El tipo 3
aparece claramente señalado por bajos valores de la desviación típica y el máximo, mientras que
altos valores de los dos estadísticos indican perfiles del tipo 2. El mismo detector evolucionando
a 210 MWe (195-225 MWe) se representa en las figuras 4.19c y 4.19d. Además de la lógica
reducción en el nivel de absorción máxima, el cambio de respuesta a carga parcial puede
distinguirse marcadamente. Se advierte que son relativamente más escasas las situaciones de tipo
3 y que efectivamente existe evolución tipo 1, correspondiente a bajos valores de la desviación
típica y altos valores del máximo. A una misma potencia, la diferencia de comportamientos queda
reflejada igualmente en la estadística general; comparese un sensor en posición lateral a 350
MWe (FT-FB1, figura 4.19e) con el anterior en posición central (figura 4.19b). Como
corresponde a una zona lateral, se alcanzan menores máximos; pero además se experimenta
menor tendencia a la escorificación: la curva desviación-máximo presenta mayor número de
periodos tendentes a tipo 1, lo que se manifiesta en una característica concavidad.
Mediante esta sencilla ordenación es posible por tanto evaluar gráficamente la historia de
funcionamiento de un sensor determinado y clasificar comparativamente cada zona como
propensa o no propensa a la escorificación a determinada carga. Esta forma de análisis es
obviamente de poca utilidad, y sigue residiendo en factores subjetivos. Sin embargo, proporciona
el criterio para establecer valores absolutos de referencia. Nótese la evolución del
comportamiento que muestran las figuras. El límite de absorción alcanzado históricamente por un
medidor con perfiles tipos 1 y 2 aparece como una banda de valores de alto valor máximo y
amplio rango de desviaciones, figuras 4.19d y e. La anchura es del orden de magnitud de la
incertidumbre experimental. Por lo tanto, puede aceptarse que el flujo de calor máximo
absorbido en una zona es aproximadamente constante para cada carga. Puesto que siempre
existen situaciones en que la limpieza completa es segura, este valor máximo es la absorción local
en condiciones de tubo limpio y constituye por tanto la referencia buscada.
Establecido este hecho, la asignación de valores numéricos del flujo de calor máximo ha de
llevarse a cabo mediante un procedimiento de selección de la banda de categorías tipo 1 y 2
para cada sensor y cada escalón de carga. El procedimiento debe tener en cuenta que existirán

casos más difusos debido a la ausencia de situaciones tipo 1, figura 4.19b, y manejar
adecuadamente la gran dispersión que siempre aparece. Los valores de media, máximo y
desviación típica pueden considerarse como provenientes de distribuciones estadísticas distintas
en función de la tenacidad del depósito. En consecuencia, los métodos tradicionales de
clasificación de datos son de poca utilidad. Es evidente que si se quiere automatizar el proceso,
es preciso un algoritmo sofisticado. En cualquier caso, puede recurrirse a procedimientos
aproximados.
Uno de ellos consiste en retener sólo los periodos de alta desviación típica y tomar como
absorción máxima la media de los máximos que restan. De esta forma, se están eliminando
también las situaciones tipo 1, pero ello no tiene lógicamente ningún efecto sobre el resultado
final. El valor crítico de desviación típica a utilizar puede deducirse de las gráficas máximo-
desviación para cada detector. Puesto que conforme aumenta la carga desaparecen las
situaciones tipo 1 y la curva tiende a ser más lineal, la desviación crítica debe crecer con el
escalón. En nuestro caso, se ha encontrado un criterio empírico satisfactorio basado en la
desviación típica σq de todos los valores instantáneos en condiciones estables, según se muestra
en la tabla 4.5a.
ESCALON, MWe LIMITES, MWe CRITERIO
350 < 195 σq
310 195 - 225 σq/2
280 225 - 260 σq/3
240 260 - 295
210 295 - 330 σq/4
180 > 330
Tabla 4.5a Criterios de selección de los valores máximos de flujo de calor según cargas.
La asignación de escalones es naturalmente arbitraria y cabe adaptarla a cualquier norma
particular de operación. Los valores de absorción máxima se someten tras su selección a una
eliminación tradicional de puntos aberrantes y el criterio es relajado para incluir un mínimo de 20
categorías estables en cualquier caso. Estas dos etapas se repiten iterativamente, no
encontrándose comportamientos intratables mediante el algoritmo.
Los resultados a 350 y 210 MWe se muestran en la figura 4.20. La distribución espacial es
en general coherente con lo esperado, presentándose un máximo en el centro del cinturón de
quemadores. Compárese cualitativamente con los mapas de irradiación en condiciones limpias
del anexo 3. Parecen existir asimetría y valores puntuales aberrantes. Ello no es significativo, ya
que el cálculo se adapta a la medida individual de cada sensor con un alto margen de
incertidumbre. La variación con la potencia se presenta en la figura 4.21 para el sensor FT-E4.

Podemos comprobar que el procedimiento conduce a resultados coherentes. Se nota no
obstante cierta oscilación que cabe achacar a las categorías menos frecuentadas (180, 240 y 310
MWe). Este hecho afecta en general a todos los puntos de medida. Ello indica que es
conveniente contar con gran número de datos con objeto de determinar adecuadamente la
absorción máxima según cargas. El periodo de tiempo que sería necesario en un caso cualquiera
sólo puede estimarse aproximadamente, ya que depende de la propia respuesta. Para nuestra
instalación parecen suficientes unas 290 categorías estables de una hora de duración mínima, es
decir, un mes a carga base o unos dos meses con carga cíclica.
Hay que puntualizar que no se está afirmando mediante esta discusión que el flujo de calor
absorbido en las paredes del hogar sea únicamente función de la carga y los depósitos. En
realidad, dependerá también de todas las condiciones de combustión, incluyendo los
combustibles y la disposición de fuegos. Sin embargo, las estadísticas no permiten distinguir
estas tendencias; para comprobarlo, basta repetir el proceso según otras condiciones de
operación dentro de cada escalón de carga. Así se ha hecho en nuestro caso para los periodos a
350 MWe, comparando el valor obtenido en total con el calculado para categorías estables
seleccionadas según diversas condiciones. Para la distribución de fuegos y la calidad general del
carbón utilizado, tabla 4.5b, las diferencias máximas son en todos los casos aceptables y no se
observan tendencias susceptibles de explicación razonada: el valor máximo es insensible a estos
factores dentro, claro está, de los amplios márgenes de error experimental. Podemos concluir
por tanto que efectivamente es lícito utilizar la hipótesis con el propósito de referir los valores de
absorción. Por otra parte, las formas habituales de evolución en casos de escorificación grave
son tales que el valor indicativo de limpieza completa sólo se alcanza durante breves instantes de
tiempo, figura 4.22. A causa de ello, el error cometido en la valoración de una situación limpia
carece de peso real en el tratamiento estadístico del registro completo 19 .
Condiciones. Error máximo, kW/m 2
Filas de quemadores igualadas. 62
Filas A y F a baja carga. 53
Filas F y B a baja carga. 39
Filas B y E a baja carga. 51
Mezclas de carbones sin lavar (1988/89). 48*
Mezclas de carbones lavados (1990). 73
* red de 13 aparatos
Tabla 4.5b Errores en el valor de flujo de calor máximo.
19 El procedimiento sí es sensible a un importante factor: los fallos en el sistema de tratamiento de señal. Dado
el amplio margen de variación instantánea de la medida, es difícil detectar derivas en los elementos de
compensación y amplificación. Por contra, el hecho aparece netamente destacado en la estadística global por
un valor diferente de absorción máxima. En nuestro caso, esta circunstancia fue detectada y comprobada en
campo para el sensor FD-DC2.

En resumen, queda demostrado que con el grado suficiente de aproximación y para el
objetivo que se busca, el valor máximo del flujo de calor en un punto dado de las paredes
depende solamente de la carga de la unidad. Su determinación para cada sensor puede realizarse
a partir de la estadística general durante un periodo prolongado de tiempo en condiciones típicas
de operación. De esta forma se eliminan además las peculiaridades de la instrumentación utilizada
y se trabaja con parámetros deducidos de la propia instalación bajo estudio.
Una de las primeras aplicaciones es inmediata. En la figura 4.21 puede verse como la
variación del máximo es aparentemente lineal con la potencia bruta promedio; el coeficiente de
correlación resulta en todos los casos superior al 99 % con intercepción nula. Esto permite
predecir en tiempo real cuál debe ser aproximadamente el flujo de calor sin depósitos, qa,max,
utilizando exclusivamente la señal de carga de la unidad que se desee. Un ejemplo cualquiera se
reproduce en la figura 4.22. Calculada a cada instante la condición limpia de referencia, los
valores medidos pueden traducirse a porcentaje de limpieza, construyendo así un sistema de
detección de depósitos en tiempo real (v. Anexo 2) basado en criterios objetivos, adaptado a la
instalación en particular y sin necesidad de medidas de calor disponible. El conocimiento del
valor máximo que estadísticamente alcanza cada sensor es imprescindible para el análisis de
datos. Aparte de constituir también un valor de referencia para las estadísticas de absorción,
permite un tratamiento más riguroso de la respuesta al soplado, lo que en definitiva hace posible
el estudio de la tendencia local a la escorificación. Estos aspectos se abordan en el siguiente
apartado.
El soplado en carga de las paredes de agua.
La última etapa del análisis local de la fusión de escorias consiste en el estudio de la
respuesta al soplado de las paredes. Como se ha explicado anteriormente, la diferencia entre una
situación normal de escorificación y una condición de fusión de escorias severa reside en la forma
de evolución del flujo de calor absorbido local. A plena carga, un perfil tipo 2 es normal,
mientras que una situación tipo 3 indica depósitos tenaces. Naturalmente, estas dos diferentes
formas de evolución están estrechamente relacionadas con la acción de los sopladores; el hecho
que se quiere significar con el formalismo es en realidad la presencia o la ausencia de respuesta al
soplado. Por tanto, el análisis local puede y debe llevarse a cabo utilizando las dos
informaciones: los perfiles que presenta el flujo de calor absorbido y las señales de operación del
sistema de sopladores.
Es posible formular la cuestión de la siguiente forma. Considérese la figura 4.18. Los tres
ejemplos de comportamiento representan diversas gradaciones en la tendencia al fenómeno de la
escorificación. Sin embargo, las correspondientes estadísticas de absorción promedio no
expresarán adecuadamente toda la información que contienen las señales. Ello se debe a dos
causas. En primer lugar, prescindir de la información sobre el manejo de los sopladores falsea el

diagnóstico local. Es evidente que distintas frecuencias de soplado actuando sobre una misma
tendencia tipo 2 darán como resultado diferentes valores medios, que no reflejan por contra
diferencias de respuesta. Pero los perfiles observados raramente responden a tipos de evolución
puros. Refiriéndonos al ejemplo, resulta difícil decidir objetivamente si el comportamiento del
sensor FD-EB1 (figura 4.18a) es "mejor" o "peor" que el del TO-EB5 (figura 4.18b) y tener en
cuenta la alteración que experimenta el FT-EC2 (figura 4.18c) al final del día. En general, la
cuestión es cómo cuantificar las diferentes formas de evolución que se observan.
El método más directo que a la par incluye todas estas consideraciones consiste
simplemente en contar el número de veces en que un soplador determinado provoca o no
provoca la limpieza del medidor o medidores adyacentes. Los valores de referencia calculados
en el apartado anterior permiten establecer qué significa en términos absolutos la "limpieza" de
una zona . De esta forma, se usan las propias señales de actuación del sistema de soplado como
medida de la propensión al desarrollo de depósitos tenaces: la tenacidad se define como facilidad
de limpieza en carga. Hay que aclarar que la implementación concreta del procedimiento sí está
sujeta a asignaciones arbitrarias. Ello se debe como veremos a la especial mecánica del proceso
de desalojo de depósitos de las paredes, pero carece en definitiva de importancia, pues el
objetivo final es la comparación de respuestas. El procedimiento general, junto con nuestra
aplicación particular, se describen a continuación.
1) Asignación de niveles de limpieza. A partir del valor máximo estadístico que presenta
cada detector, es necesario definir una escala discreta de grado de limpieza de la zona en
cuestión. El número de estados puede elegirse arbitrariamente a partir de un mínimo de 3.
Asignar más de 4 ó 5 estados discretos no aumenta posiblemente las ventajas del método. En el
caso que nos ocupa, se definen:
- Estado 1 ("limpio"): valor instantáneo de qa superior al 75 % de qa,max.
- Estado 2 ("normal"): 25 < 100.qa/qa,max < 75.
- Estado 3 ("sucio"): qa inferior al 25 % de qa,max.
La rutina de tratamiento debe incluir necesariamente una ventana de histéresis centrada en
cada frontera. Ello tiene el objeto de eliminar falsos cambios de estado debidos por una parte al
ruido en la señal (si se trabaja con valores instantáneos), pero principalmente originados por
pequeñas variaciones atribuibles a cambios menores en la capa de depósitos o en la irradiación
desde la llama. Durante nuestro estudio se encontró satisfactorio un valor de 20 kW/m 2 . (La
amplitud máxima de la oscilación de alta frecuencia se estima en unos 5 kW/m 2 ). La anchura de

la ventana puede elegirse de forma que decrezca con el nivel de limpieza, ya que ambos tipos de
oscilación disminuyen como es lógico conforme el medidor se ensucia 20 .
Es preciso señalar aquí que la ocasional falta de representatividad de la medida local
constituye una de las limitaciones de esta clasificación y por tanto del método completo;
obviamente, no existe forma de tomar en consideración este efecto. Se recalca una vez más la
necesidad de diseñar la red con la densidad adecuada y de manejar estadísticas a largo plazo -no
situaciones instantáneas- para la evaluación de resultados.
2) Tratamiento de las señales de sopladores. Como ya se vio al explicar los métodos de
adquisición de datos, la señal de actividad de un soplador debe ser un promedio lógico que
indique si durante al menos una parte del periodo de muestreo el soplador ha actuado. Puesto
que el objetivo último es un conteo, hay que definir qué se entiende por un soplado. Para ello, es
preciso tener en cuenta la duración del ciclo de actuación del equipo junto con la amplitud del
periodo de adquisición. Por ejemplo, los sopladores desescoriadores por vapor actúan
típicamente durante un máximo de 1- 2 minutos (1,18 es el valor de diseño en nuestra
instalación), por lo que con un periodo de muestreo de 2 minutos, un soplado dura como
máximo 3 registros. Parecidas consideraciones pueden hacerse en el caso de lanzas de agua o
desescoriadores de vapor asistidos por agua, de ciclo más largo. De cualquier forma, son
frecuentes retrasos en la señal de actividad, ya que ésta se compone necesariamente de un
caudalímetro discreto general y de la señal de fin de carrera particular. Esta última no se
corresponde con la presencia física del chorro, y como normalmente son varios los sopladores
activos simultáneamente, no es anómalo observar ciclos aparentes más largos. Por ello, conviene
incrementar en uno el número máximo de registros que puede ocupar un soplado, con objeto de
evitar dobles cuentas.
3) Relación sensor de flujo de calor-soplador. En términos conceptuales, la acción de un
soplador sobre una zona instrumentada puede ser innecesaria si esa parte de la pared está
previamente limpia o necesaria en caso contrario. De ser necesaria, puede resultar eficaz o
ineficaz según produzca o no un pico de limpieza en la señal. El objetivo del conteo es traducir
estos conceptos a cifras objetivas que permitan cuantificar la respuesta de un detector durante un
periodo de tiempo especificado.
Con este fin, se definen primeramente tres variables contador para cada instrumento:
n = número de soplados que afectan a la zona,
nn = contador de soplados que eran necesarios en el momento de producirse, y
20 Este tipo de algoritmos son también los utilizados por los sistemas de detección para presentar en tiempo
real al operador el estado de limpieza de las paredes mediante claves de colores, v. Anexo 2.

ne = contador de soplados que habiendo sido necesarios resultaron eficaces.
n se halla mediante un algoritmo de cuenta que se ajusta a lo explicado en el punto 2. El
cálculo de nn se basa en el estado de limpieza inicial del medidor, que se toma lógicamente del
registro inmediatamente anterior al de comienzo del soplado. ne se determina según la transición
del estado inicial al estado final. El registro final puede ser cualquiera entre el inicial más uno y el
siguiente al final del soplado. La observación en campo de la respuesta revela que los efectos de
limpieza no son siempre inmediatos; por ello es preciso analizar todas las transiciones y escoger
la más favorable. La figura 4.23 resume el algoritmo utilizado en nuestro caso. En general, una
gradación mayor de los estados puede implementarse incrementando los contadores en múltiplos
de 1/(nz -1), donde nz es el número de estados discretos. Para el periodo tratado, el porcentaje
de necesidad del soplado se define como pn= 100.nn/n y el de eficacia como pe= 100.ne /nn.
1
2
3
1
0
INICIAL FINAL FINAL FINAL FINAL
(transición más favorable)
detector X
soplador Y

n= n +1
ESTADO FINAL
INICIAL 1 2 3
1 nn= nn
ne= ne
2 nn= nn+0,5
ne= ne+0,5
3 nn= nn+1
ne= ne+1
nn= nn
ne= ne
nn= nn+0,5
ne=ne
nn=nn+1
ne= ne+0,5
pn= 100.nn/n pe= 100.ne /nn
nn= nn
ne= ne
nn= nn+0,5
ne= ne
nn=nn+1
ne=ne
Figura 4.23 Conteo y clasificación de soplados. Definiciones en el texto.
4) Matrices de conexión y mecánica del soplado. Explicada en estos términos, la
expresión numérica de la respuesta parece sencilla y de significado inequívoco. En realidad, las
relaciones entre la acción de los sopladores y la evolución de los depósitos son más
complicadas.
El diseño de una caldera para quemar carbones de bajo rango incluye una red densa de
desescoriadores. Como vimos, conviene adaptar a ésta la red de puntos de medida del flujo de
calor. Por motivos obvios, el espaciado de los equipos es menor que su radio real de acción. En
consecuencia, resulta ingenuo suponer que los efectos de un soplador se limitan a una zona
restringida de los paneles y que éste afecta por tanto sólo a su medidor adyacente. En el caso
que nos ocupa (figura 2.27), las observaciones experimentales muestran que es muy frecuente la
limpieza provocada por el segundo soplador más cercano en el mismo nivel, y que no es inusual
constatar la influencia directa del tercero o cuarto situado en un plano inferior o superior. Por
otro lado, este tipo de maniobras se realizan normalmente en secuencias preestablecidas. Salvo
que sea escaso el medio de soplado, se tendrán de esta forma varios sopladores en operación
simultáneamente. Debido al desfase entre el tiempo de actividad y el más prolongado intervalo de
muestreo, el registro podrá contener aún más coincidencias. Con nuestros parámetros, se obtiene
típicamente un mínimo de 4 sopladores activos al mismo tiempo (realmente sólo son simultáneos
dos de ellos); debido a la forma de la secuencia, estos sopladores son adyacentes por parejas.
Si lo que se desea es medir la tenacidad del depósito tipificando el comportamiento del flujo
de calor absorbido bajo soplado, las anteriores consideraciones obligan a plantear para cada
detector de la red cuál debe ser el soplador o los sopladores a incluir en el conteo. Dicho en
otras palabras, hay que definir la matriz de conexión medidores-sopladores antes de aplicar los
algoritmos descritos. La cuestión puede enfocarse desde dos puntos de vista opuestos.
De una parte, las posibilidades del método serán mayores si se toman en cuenta para cada
zona todos los sopladores que pudieran influir: así se examina un mayor número de situaciones y

se obtiene una mayor resolución en la medida de la tenacidad. Los datos recogidos durante un
periodo de tiempo lo suficientemente largo permiten demostrar si un soplador dado (y sólo ese
soplador) es capaz de actuar sobre uno de los medidores. En caso afirmativo, este criterio
obligaría a incluir la conexión en la matriz, así como todas las correspondientes a situaciones
geométricamente idénticas. Naturalmente, no es posible durante el conteo asignar una limpieza a
un soplador determinado cuando varios de los que pueden haberla causado están activos en el
momento correspondiente. La estadística debería hacerse por tanto en base al número total de
operaciones de todos los sopladores conectados al sensor en cuestión, imputando los efectos a
todos los sopladores activos.
Pero por otro lado, la propia frecuencia de las limpiezas observadas indica que para una
tenacidad de depósito dada, la respuesta al soplado depende como es lógico de la distancia a la
boca del soplador. Por lo tanto, no parece conveniente incluir todas las conexiones verificadas
sin hacer alguna distinción.
La solución de compromiso consiste en definir varias matrices de conexión, esto es,
diversificar los cálculos. Con esta forma de proceder, se multiplica el volumen de información a
interpretar, pero cada nuevo concepto tiene una definición más precisa. Una posibilidad
razonable es contar por separado los soplados próximos, los soplados alejados y el total de
ambos. El conteo de soplados próximos es así el indicador principal de la tendencia, información
que se complementa con la estadística para sopladores alejados. La distinción puede realizarse a
través de la historia pasada de comportamiento. De acuerdo con nuestra experiencia (figura
2.27), cabe clasificar como cercanos los dos sopladores geométricamente más próximos al
medidor; su influencia es equivalente. Con una menor frecuencia de respuesta comprobada, se
tienen los 4 sopladores situados en el plano superior e inferior. Sólo hay excepciones en los
casos de los medidores V y los situados en la zona central de las paredes laterales, que carecen
de sopladores próximos. En general, pueden definirse varias matrices de conexión durante varias
ejecuciones de calibración del procedimiento y decidir de esta manera cuales son las conexiones
más reveladoras, partiendo en cualquier caso de un volumen de datos acumulado previamente.
Medidor Soplado próximo. Soplado alejado. Total.
figura 4.18 n nn ne pn pe n nn ne pn pe n nn ne pn pe
a) FD-EB1 32 7 6 22 86 66 12 5,5 18 46 98 19 11,5 19 61
b) TO-EB5 32 7 4 22 57 66 16,5 5,5 25 33 98 23,5 9,5 24 40
c) FT-EC2 32 26 1 81 4 66 53,5 1 81 2 98 79,5 2 81 3
Tabla 4.7 Ejemplos de estadísticas de soplado con referencia a la figura 4.18.
Los resultados de nuestra implementación aplicada a los ejemplos de la figura 4.18 se
muestran en la tabla 4.7. El contraste con los perfiles de evolución basta para probar la utilidad
del método. Situaciones de excelente comportamiento como la del sensor FD-EB1 conducen a

altos porcentajes de eficacia del soplado cercano. Nótese que aunque se produce limpieza total
en casi todas las ocasiones, el procedimiento puntúa sólo con un 86 % de éxito en el desalojo de
depósitos: 1 soplado ineficaz (entre las 9 y 10 horas, figura 4.18a) de un total de 7 necesarios.
Parece obvia la conveniencia de procesar largas series de datos. De cualquier forma, la
capacidad de cuantificar queda clara si se compara la calificación del perfil del medidor TO-EB5
con la del anterior. El último ejemplo, figura 4.18c, representa uno de los peores
comportamientos que pueden obtenerse y así se refleja en la estadística. Puede verse además
que el éxito de dos de los soplados se traduce en porcentajes de eficacia mayores que cero. La
aparente limpieza espontánea de las 8 horas no influye en el conteo. Debido al soplado en
secuencia, las estadísticas de necesidad son opuestas a las de eficacia. La mayor parte de los
soplados sobre una zona de buena respuesta son innecesarios, ya que de todos los sopladores
influyentes, es el primero en la secuencia el que desprende los depósitos, convirtiendo en
innecesarios a los siguientes. La inversa es cierta para zonas de escoria tenaz. Los resultados
para soplado cercano y alejado varían de manera acorde. Los porcentajes de eficacia son no
obstante más reducidos para el soplado alejado, resultando el total en un valor intermedio. Esto
muestra que la definición de las matrices de incidencia es apropiada a la respuesta.
5) Otros aspectos. Las cifras obtenidas para la necesidad y eficacia del soplado son
relativas, ya que como es obvio, las magnitudes carecen de una definición física precisa. Por ello,
los resultados pueden utilizarse para el análisis local en una misma caldera pero no serán
directamente transportables a otra unidad sin un estudio previo de la respuesta. En este sentido,
conviene igualmente que el número de operaciones sobre cada sensor sea aproximadamente el
mismo, lo que se cumple en el caso habitual de soplado en secuencia. No obstante, si
determinadas zonas se soplan con mayor frecuencia, sólo cabe esperar alteraciones importantes
en los porcentajes de necesidad. En casos de fusión de escorias grave, veremos más adelante
como el soplado repetido no provoca efectos mejores. El hecho de que el procedimiento no
discrimine el espaciado de las maniobras no reviste pues mayor importancia.
Si se tiene en cuenta que el algoritmo considera cada soplado como una medida de la
tenacidad, puede afirmarse desde este punto de vista que el número de soplados sobre las
paredes de agua es reducido. El límite máximo en una unidad diseñada para carbón de bajo
rango puede situarse en torno a una operación por hora sobre cada zona. En consecuencia,
nuestro método produce resultados fiables sólo aplicado a registros de gran duración o al total
de gran número de periodos. La implementación en tiempo real es posible sin embargo, pero los
porcentajes serán erráticos si se inicializan a corto plazo o, alternativamente, reflejarán gran parte
del comportamiento precedente si se desean cifras estables.
Nótese que esta forma general de análisis es aproximada. La experiencia indica que siempre
existirán ocasionales desprendimientos sin que opere ningún soplador (limpieza espontánea) o
ninguno de los que razonablemente pudieran influir. Estas incidencias puede interpretarse también

como retrasos en la respuesta más largos de lo habitual. Los procesos de desalojo de depósitos
de las paredes responden a veces a comportamientos extraños que no es posible tener en cuenta
aún adaptando el método al comportamiento registrado. Afortunadamente, en caso de fusión de
escorias severa, tales incidencias son lo suficientemente raras como para no influir en la
evaluación final de tendencias, sobre todo si se examinan amplios conjuntos de datos.
Se resume para finalizar el proceso completo de análisis local de la fusión de escorias
severa. Para cada punto de medida del flujo de calor, los pasos son los siguientes:
1) Caracterización estadística de los valores de absorción máxima (situación limpia).
2) Evaluación objetiva de la respuesta al soplado.
El método propuesto hace uso de las propias señales provenientes de la red de instrumentos
y del sistema de sopladores. De esta forma, el análisis se adapta a las peculiaridades de la
instrumentación utilizada y de la instalación a estudiar. Como resultado se obtiene directamente
una referencia para la medida y una cuantificación de la tendencia al desarrollo de depósitos
tenaces utilizable para comparaciones.
Hay comentar que no se han explorado a fondo todas las posibilidades. Dada la
complejidad de la información a interpretar, caben diversos enfoques para los dos pasos del
proceso, habiéndose desarrollado únicamente una implementación concreta. Este tipo algoritmos
de reconocimiento de patrones de evolución han de basarse necesariamente en la propia forma
de la respuesta, por lo que necesitan de parámetros arbitrarios definidos a priori. Una posibilidad
de eliminarlos consiguiendo a la vez un análisis más avanzado es integrar directamente los
procedimientos en el sistema de adquisición de datos, de forma que se autoajusten en repuesta a
las señales obtenidas a partir de unos valores iniciales razonables. El campo parece pues abierto
a las técnicas de inteligencia artificial, aspecto sobre el que volveremos al discutir las estrategias
óptimas de soplado.
Diagnóstico local.
Una vez tipificada la relación entre flujo de calor y depósitos, puede llevarse a cabo el
estudio de la respuesta local, es decir, el diagnóstico del problema según diferentes zonas de las
paredes. La distribución espacial de la incidencia del fenómeno a carga plena queda reflejada
genéricamente en la figura 4.24, que representa los valores promedio de flujo de calor para todas
las categorías estables durante las experiencias en nuestra instalación.
Si se compara esta distribución con el perfil de valores máximos de la figura 4.20a, se
observa que la absorción media es notablemente inferior en todas las zonas al valor que puede
ser alcanzado en condiciones limpias. Esto es ya conocido de la estadística global de Q I ; también

se demostró que el valor de saturación de las medidas es demasiado bajo, por lo que estos
valores promedio no serán en realidad significativos. Pero además puede verse como la
reducción relativa no se reparte uniformemente, lo que indica que existen diferentes tendencias a
la escorificación.
Este hecho se demuestra mejor mediante las estadísticas de soplado en carga. Igualmente
esto indicará diversos aspectos del perfil de tendencias. Los porcentajes de eficacia del soplado
se han calculado en nuestro caso en base a unas 1700 operaciones durante todas las categorías
estables a carga plena (superior a 330 MWe) y a partir de aproximadamente 250 soplados a
210 (entre 195 y 225) MWe.
Como referencia de buena capacidad de limpieza, considérese el conteo de soplado
cercano a cargas parciales, figura 4.25c. Se advierten porcentajes en torno al 25-30 % de
eficacia, sin poderse señalar perfiles definidos. A potencia máxima, figura 4.25a, las cifras
absolutas son considerablemente inferiores, lo que indica en general que la acción del sistema de
soplado es inútil la mayor parte de las veces. La respuesta es por otra parte irregular; se
observan asimetrías y zonas puntuales de baja eficacia (sensores FT-B3 en el nivel B y FT-FB1
en la pared izquierda, plano F). Superpuestos a estas perturbaciones, el mapa sugiere algunos
patrones. La zona más propensa al desarrollo de depósitos problemáticos es el centro de la
pared trasera a todas las alturas. Las áreas próximas a las esquinas del cinturón presentan un
comportamiento mejor, en especial por encima del plano D en su parte izquierda y para parte de
los sensores situados a ambos lados del nivel F. Conforme nos movemos hacia el centro de las
paredes laterales, la tenacidad se asemeja a la del centro de la pared trasera. La acción del
soplado distante, figura 4.25b, permite conocer la evolución comparada de las zonas
desprovistas de sopladores. Así puede notarse cómo la escorificación más severa se produce
hacia la parte media de la pared izquierda, existiendo en la derecha igual tenacidad del depósito
que en la trasera. El plano V por el contrario no muestra peor respuesta, sobre todo en su parte
derecha.
Al igual que en el caso de la medida considerada en su conjunto, cabe obtener más
información examinando los datos según el tiempo pasado a una potencia dada. A 350 MWe,
compárese por ejemplo la situación entre 0 y 12 horas (figura 4.26a, unas 500 maniobras) con el
mapa tras 48-60 horas (figura 4.26b, 200 soplados aproximadamente). Se advierte claramente
que, con independencia del tiempo transcurrido, la respuesta es anómala para el centro del
cinturón de quemadores sobre la pared trasera. La evolución es inicialmente mejor en las partes
altas y paredes laterales y normal en las esquinas. Posteriormente, los depósitos tenaces se
extienden y la tendencia se agrava en estas zonas, asemejándose el comportamiento al promedio
general, figura 4.25a. De esta misma manera podría obtenerse que el perfil general a cargas
parciales se compone de una mapa de bajas eficacias heredado de la situación a plena potencia y
una buena respuesta general tras más de unas cuatro horas desde el cambio de escalón.

La interpretación de esta información local permite en primer lugar matizar las causas y
formas de desarrollo del fenómeno en el interior de la cámara de combustión. Así, los mapas de
respuesta al soplado confirman diversos aspectos genéricos del modelo básico de escorificación.
La severidad del problema es mayor en la parte central del cinturón de quemadores, lo que
identifica como causa un valor demasiado alto de la irradiación máxima; en otras palabras, el
bajo dimensionado de la cámara y el diseño del sistema de combustión. Sin mayor información,
no es posible determinar la influencia que tiene la menor concentración de oxígeno en el núcleo
de la llama sobre el comportamiento de los depósitos, pero las estadísticas contienen algunas
indicaciones en este sentido. Así, la eficacia del soplado para el total de categorías a carga
nominal parece ser comparable en los centros de las paredes trasera y laterales. Debido al aire
de envoltura de la bola de fuego, cabría esperar sin embargo una mejor tendencia para estas
últimas. En consecuencia, puede establecerse tentativamente que la concentración relativa de
oxígeno no tiene a largo plazo una influencia decisiva frente a los altos niveles de calor incidente.
La naturaleza realimentada de los mecanismos de escorificación queda demostrada
mediante las estadísticas en función del tiempo transcurrido. La interpretación del proceso
completo a partir del comportamiento observado es la siguiente. A carga plena, la parte central
de las paredes mantiene siempre una capa de depósitos tenaces. Los datos de irradiación
(Anexo 3) sugieren que el inicio se produce en los planos C, D y E, y que el fenómeno alcanza
con rapidez las alturas superiores. El aislamiento térmico que supone este lugar de escorificación
permanente origina la propagación del fenómeno a otras zonas, lo que a su vez hace aumentar la
temperatura de gases, extendiéndose así el problema sobre una mayor superficie. Si no se
disminuye el aporte de potencia, el resultado final es una situación de fusión de escorias
generalizada.
Curiosamente, este diagnóstico difiere de las consideraciones habituales de operación, que
asignan una mayor tendencia al fenómeno en las esquinas de la cámara. En este sentido, hay que
distinguir entre la cantidad de depósitos acumulada y su tenacidad. La acumulación ha de ser
mayor en las esquinas: por un lado, se trata de puntos de remanso en el flujo de gases; además,
la escoria puede crecer en mayor medida sin fundir y deslizarse de la pared ya que la irradiación
es inferior. Sin embargo, los conteos de eficacia demuestran que la tenacidad es mucho mayor en
la parte central de los paneles y como consecuencia, la reducción en el flujo de calor promedio
es mayor. Cuando se observan depósitos fundidos por los portillos de inspección, se trata del
final del proceso realimentado que se ha descrito: por ello se notan ya marcados efectos en
atemperaciones y temperaturas del circuito agua-vapor. De esta forma, la definición de fusión de
escorias grave coincide con las observaciones de operación, pero ello no implica que sólo en las
esquinas haya dificultades de limpieza. La situación real es prácticamente la opuesta.
Dejando aparte las causas genéricas, la detección local puede revelar más detalles acerca
del funcionamiento del sistema de combustión. Para la instalación bajo estudio, se advierte por

ejemplo que los sensores de la pared lateral izquierda en los niveles D, E y F presentan peor
comportamiento que los del lado opuesto. Es posible que este matiz esté relacionado con un
hecho observado en operación: el desvío hacia la pared lateral de la llama procedente del
quemador A1 (y posiblemente, también del A2), causado por el mal funcionamiento de los
registros de aire. La anomalía estuvo presente presumiblemente hasta la sexta semana a carga
base.
Pero resulta obvio que el factor más susceptible de evaluación a través del diagnóstico local
es la actuación del sistema de soplado. Así por ejemplo, bajos valores de eficacia limitados a una
zona determinada indicarán un mal funcionamiento del soplador o sopladores próximos. Este
pudiera ser el caso de los sensores antes mencionados o de otras asimetrías observadas. En
casos de mala respuesta generalizada o fusión de escorias grave como el que nos ocupa, es
evidente que las dificultades provienen del diseño de la cámara. Aun así, se pueden precisar
algunos puntos respecto al diseño del sistema de limpieza en carga.
Como es lógico, la eficacia de limpieza del sensor situado a distancia máxima de sus
sopladores próximos (FT-FB3) es comparativamente baja a cargas parciales. Sin embargo, a
carga nominal, y especialmente en situación de fusión de escorias severa, la respuesta no es
acusadamente peor. Esto revela que para escoria tenaz, la distancia a la boca del soplador no es
un factor determinante y que una mayor densidad de equipos de soplado no resolvería el
problema. Igualmente, las estadísticas muestran que una columna adicional de sopladores en las
paredes laterales no supondría posiblemente grandes mejoras a potencia plena, si bien se dan las
mismas condiciones de escorificación en esas zonas. En cuanto al área inferior del cinturón (plano
V), el hecho de que su respuesta sea mejor que la de los niveles inmediatamente superiores
indica tendencias más favorables pese a la falta de sopladores próximos. El depósito es menos
persistente debido en apariencia a su situación alejada del núcleo de la bola de fuego. El diseño
original de la unidad incluía por contra sopladores de agua en este plano, lo que indica que se
esperaban grandes acumulaciones de escoria tenaz en la zona. Las estadísticas presentadas
demuestran que este criterio no es acertado. Recíprocamente, los mapas pueden señalar dónde
sería apropiado situar sopladores más enérgicos. En zonas de buena respuesta, como las
esquinas de la cámara, la primera fila del cinturón o (en menor medida) las partes altas, ello
supondría mayor daño a los tubos que en las partes centrales de las tres paredes.
La detección de malfunciones o carencias locales en el sistema de combustión o sopladores
es en general una tarea de seguimiento de operación y contraste de datos históricos. Las técnicas
utilizadas constituyen una base objetiva para llevar a cabo tal actividad; se han mostrado algunos
ejemplos, pero las posibilidades del análisis son más amplias, ya que cabe diversificarlo a
condiciones de funcionamiento o periodos de tiempo en concreto. Igualmente, la medida local
permite establecer las formas de operación mas convenientes de acuerdo con la respuesta
observada, aspecto que discutimos en el siguiente apartado.

4.3 ESTRATEGIAS DE OPERACIÓN CONTRA LA FUSIÓN DE
ESCORIAS.
La solución de menor costo para la escorificación en el hogar es adaptar las normas de
operación de la caldera a las características del problema. Idealmente, el objetivo es eliminar o
reducir las dificultades de limpieza, y por tanto, los efectos del fenómeno. Con escorificación
grave, es posible que este objetivo no se cumpla, pero en cualquier caso, existe siempre un
conjunto de estrategias para el que el coste adicional de funcionamiento que supone la fusión de
escorias se hace mínimo.
Hay un paso previo a cualquier programa de optimización. Como acabamos de ver, parte
del problema puede atacarse mediante un mantenimiento adecuado de los sistemas de
sopladores y combustión. En el peor de los supuestos, la situación no empeorará. A partir de
entonces, debe considerarse un plan de experimentos en operación. Los desarrollos teóricos o
semiempíricos acerca del comportamiento del depósito no son de utilidad en este sentido: la
tenacidad no puede predecirse con la suficiente aproximación como función de condiciones
concretas de manejo. Los ensayos reales constituyen pues el único método para evaluar nuevas
maniobras. De esta manera, los efectos se observan directamente en la propia planta, aunque es
preciso seguir una sistemática de ensayos y evaluación de efectos. La guía para establecer
esquemas a priori ha de consistir básicamente en indicaciones cualitativas derivadas de los
modelos generales sobre el fenómeno y el funcionamiento térmico de la caldera.
Agrupadas en cuatro conjuntos, se presentan a continuación las estrategias de operación
más convenientes contra la fusión de escorias severa. Para cada grupo se resume el fundamento
y posibles efectos, discutiendo las condiciones de aplicación y, según casos, el plan experimental
adoptado y los resultados obtenidos. La evaluación se lleva a cabo con la metodología
desarrollada en anteriores apartados; se indican asimismo otras alternativas si son de aplicación.
Selección de combustibles.
Como ya se hizo notar, está no es propiamente una estrategia de operación, ya que las
características del carbón a procesar vendrán fijadas en general por condicionantes externos. Sin
embargo, si cabe la selección de distintos tipos de carbón o carbones para utilizar en mezclas, se
trata sin duda del mejor método a fin de aliviar el problema. Los procedimientos de selección y
algunos ejemplos experimentales han sido expuestos con anterioridad. En resumen, las
recomendaciones generales y resultados son:
- Los índices empíricos proporcionan una cierta guía sobre la propensidad de carbones
específicos e incluso mezclas. Sin embargo, estos criterios no son seguros, existiendo al menos
un 10-20 % de probabilidad de error (Barret, 1987). Los resultados consisten en estimaciones

cualitativas de tendencia; la cuantificación de efectos no puede llevarse a cabo por este método.
Para el caso particular de los lignitos, negros se obtienen algunas predicciones contradictorias; lo
que no ha sido confirmado en la instalación. (Martín et al., 1989). El efecto de una mezcla no ha
sido analizado.
- El ensayo experimental es el método más fiable. Para ello se requiere por un lado
información precisa sobre la alimentación de las mezclas utilizadas durante las pruebas. Esta debe
contrastarse con los datos continuos de un sistema de detección de depósitos basado en
medidas directas o en cierre del balance al lado vapor. Para el caso estudiado, la comparación
de absorciones promedio en el hogar permite detectar claramente el efecto negativo de los
lignitos no tratados frente a la parva que incluye lignitos lavados (figura 4.15a). Las tendencias
para la composición de parva (figura 4.15b), aunque menos definidas, sugieren que también es
posible su optimización partiendo de mejores datos.
- Si no se dispone de un sistema de detección de depósitos, puede intentarse el trabajo a
partir de medidas discontinuas y observaciones visuales según un procedimiento riguroso (v. p.
ej. las recomendaciones EPRI, Sotter, 1988). Sin embargo, los resultados serán menos precisos,
como muestra la comparación realizada en la planta bajo estudio, figuras 4.16b y c.
Exceso de oxígeno.
El incremento del caudal de aire de combustión tiene el efecto esperado de elevar la
temperatura de fusión de la escoria y reducir las temperaturas de llama. La estructura de los
depósitos en situaciones de escorificación grave consiste en una capa exterior adherente y a alta
temperatura. Por ello, esta estrategia debe llevarse a cabo sobre una base continua, desde el
principio del escalón a plena carga. El procedimiento de operación consiste usualmente en el
simple ajuste manual del punto de consigna. Es preciso contar sin embargo con limitaciones en el
tiro del hogar debidas a suciedad en los pasos convectivos o en los precalentadores. El
mantenimiento habitual asegura niveles de exceso de aire en el rango dado por el diseño, pero
puede resultar imposible un aumento significativo continuado a causa de estos problemas. El alto
ensuciamiento a baja temperatura que presentan los lignitos negros impidió en nuestro caso las
experiencias en operación real.
Sin comprobación experimental, no hay forma de estimar el incremento que requeriría un
caso concreto. Hay que precisar que la maniobra produce efectos negativos sobre el
funcionamiento. El mayor caudal de gases significa un aumento adicional del exceso de calor
convectivo si la escorificación no se reduce. Siempre se tienen además mayores riesgos de
erosión en los bancos. Pero principalmente, se desplaza el punto óptimo de funcionamiento y la
reducción de inquemados ya no compensa las mayores pérdidas en gases, por lo que el
rendimiento térmico tenderá a disminuir. Sobre el efecto neto sólo pueden darse indicaciones.

Así, a partir de un 20 % de exceso de aire y con el tamaño de molienda apropiado, un 1% de
oxígeno adicional implica reducciones inferiores al 0,25 % en el rendimiento de caldera (Levy et
al., 1984). Parece en principio que la estrategia está indicada, pues eliminar la escorificación
puede suponer incrementos de rendimiento mayores.
Distribución de quemadores.
Muchos diseños de caldera de potencia prevén una capacidad de reserva en el sistema de
combustibles. Por ello, incluso a carga nominal es posible elegir los quemadores a utilizar o variar
la distribución de cargas entre grupos de quemadores. Dependiendo del esquema, se altera de
esta forma el perfil de combustión en el interior de la cámara. La solución consiste entonces en
emplear la combinación más favorable, es decir, aquella que produce un máximo de irradiación
menor sobre la zona problemática. El procedimiento consta de los siguientes puntos:
- Comprobar que las maniobras son realizables con los equipos actuales. La capacidad de
reserva depende del tipo de carbón, por lo que ha de ensayarse el límite de operación real de los
equipos de alimentación y molienda cuando el combustible quemado difiere sustancialmente del
nominal. También es preciso asegurar que la distribución de aire secundario a los quemadores
puede manejarse adecuadamente a los nuevos esquemas. Este será normalmente un caso
previsto en el diseño de la unidad.
- Determinar las configuraciones más apropiadas. Generalmente, la fusión de escorias en
calderas de fuegos frontales se presenta en el cinturón de quemadores. La carga relativa de las
distintas filas no tiene sin embargo un efecto lineal sobre el perfil de calor incidente, de forma que
no está recomendado retirar combustibles de los niveles medios. Para la escorificación en el
cinturón, la maniobra más adecuada puede consistir en reducir carga en los niveles inferiores, lo
que disminuye el máximo, retrasándolo el pico de irradiación a alturas superiores. Según las
características de la instalación, otras combinaciones a ensayar incluyen el apagado de
quemadores centrales en uno de los planos inferiores, con el efecto probable de alisar el perfil de
irradiación.
En principio, el efecto de estos cambios sobre el calor incidente puede predecirse
aproximadamente si se dispone de un modelo en detalle de la cámara de combustión. No
obstante, la situación común es la contraria, por lo que cabe plantear la medida multipunto
mediante radiómetros o pirometría; véase el anexo 3 para una estrategia detallada. En ambos
supuestos, hay que tomar en cuenta que la propia presencia de grandes acumulaciones de
escoria podrá invalidar los resultados teóricos o dificultar la determinación experimental. Aun con
predicciones o medidas, la respuesta del depósito a la nueva situación debe determinarse en
funcionamiento real.

- Estrategias. El diseño específico determina finalmente los posibles esquemas de
funcionamiento. Estos pueden ser fijos o variables; por ejemplo, el apagado de quemadores
aislados no puede realizarse en carga, pero sí el manejo de filas alimentadas por un único molino.
Esta última posibilidad es más versátil, no implica necesariamente el arranque o parada de
equipos y conserva la capacidad de reserva operativa. De nuevo, la estructura del depósito tenaz
aconseja en general maniobras a largo plazo mantenidas desde el inicio del escalón de potencia
plena.
- Efectos secundarios. La redistribución de fuegos tiene otras consecuencias sobre la
respuesta térmica de la caldera. De forma semejante a la regulación de temperatura principal
mediante la inclinación de quemadores tangenciales, un desequilibrio en el perfil de cargas por
niveles cambia el perfil de absorción de la cámara, lo que influye en la potencia disponible en las
secciones convectivas. La retirada de combustible en filas inferiores provoca así la misma
tendencia al sobrecalentamiento que la propia escorificación. El efecto neto debe tenerse en
cuenta al planificar las estrategias y evaluar los resultados observados, ya que el exceso de calor
convectivo implica mayor consumo de combustible.
El plan de ensayos llevado a cabo en la caldera a estudio se resume en la tabla 4.8 y en la
figura 4.27. Las maniobras comprobadas consisten en la reducción de la alimentación a las
cuatro filas inferiores, aisladas y en grupos de dos consecutivas. La acción se lleva a cabo bajo
carga disminuyendo manualmente la velocidad del alimentador del molino que corresponde a
cada fila. A la vez, es necesario cerrar ligeramente el registro de aire secundario de los cuatro
quemadores implicados; la instalación no posee puntos prefijados ni controles automáticos para
realizar este paso. La definición operacional de baja carga en fila de quemadores de carbón
puede consultarse en el apartado 3.4. Cada punto de la gráfica 4.27 es un intervalo estable
superior a una hora mantenido con la distribución de fuegos que indica el código en ordenadas.
(Están incluidas también algunas situaciones especiales con fila B a carga reducida (722) y molino
F parado (710)).
Disposición de filas Filas a baja carga Código en base 3
D A 727
C F 725
E B 719
B E 701
F A y F 724
A F y B 716
Tabla 4.8 Maniobras de distribución de fuegos ensayadas (Figura 4.27).
El número total de experiencias es reducido frente al inicialmente previsto: 70 periodos
estables frente a un total de 660. El hecho se debe a que la capacidad de reserva de la

instalación no se adecúa totalmente a este tipo de maniobras. Para el carbón nominal, es de un
molino completo, lo que permite igualmente una o dos filas a baja carga. Con mezclas reales de
lignito y hulla, el límite práctico es el mismo. La introducción de lignitos lavados, más húmedos y
ligeros, recorta seriamente estas posibilidades: para la peor de las mezclas, sólo cabe operar los
seis equipos a pleno consumo y es común tener que limitarse a una fila a carga reducida. Por otro
lado, también son severas las dificultades de molienda del carbón lavado; razones de
disponibilidad aconsejan pues no operar con equipos parados. Otras limitaciones provienen del
uso de un molino con lignito no tratado.
La evaluación previa de estrategias a través de los mapas medidos de irradiación se discute
en el Anexo 3. Resumidamente, las medidas sugieren que para las filas A, F y/o B a baja carga el
efecto es el esperado, pero la distribución obtenida no discrepa en gran medida del perfil que
introducen los depósitos mismos. Actuar sobre el nivel E concentra el máximo de irradiación en
la altura media del cinturón. Respecto al comportamiento de fusión de escorias, no se observa
diferencia apreciable para ninguna de las configuraciones introducidas a partir del segundo día a
carga base, salvo posiblemente la reducción en la fila E, que tiende a empeorar la capacidad de
limpieza Los ensayos se repitieron desde el establecimiento de la potencia nominal, figura 4.27.
Tampoco se apreciaron efectos marcados y, claramente, el proceso inicial de escorificación no
se detiene o modifica con ninguna de las maniobras. La figura 4.28 resume como ejemplo los
valores medios de absorción en función del tiempo transcurrido a carga plena para distribuciones
con la fila A a carga reducida. Compárese con la figura 4.12: la estrategia no conduce a cambios
acusados en el proceso. En cuanto a la influencia sobre el sobrecalentamiento, las estadísticas en
valores promedios no indican consecuencias más graves que las causadas por el propio efecto
de la escoria. Sin embargo, se comprueba que las reducciones en la fila A implican fuertes
aumentos a corto plazo del calor convectivo, por lo que no parecen recomendables durante
largos periodos de tiempo. El efecto del nivel F es muy leve; el nivel B combinado con el F no
tiene tampoco gran influencia.
En resumen, las maniobras de reducción de carga en filas de quemadores inferiores
ensayadas no provocan efectos apreciables en el caso de fusión de escorias severa sometido a
estudio. Las estrategias posibles son limitadas dada la escasa capacidad de reserva existente, por
lo que no puede establecerse definitivamente que esquemas más enérgicos no condujeran a
resultados. En cualquier caso, los efectos sobre el grado de sobrecalentamiento establecen como
más apropiadas las configuraciones con las filas F ó F y B con alimentación reducida.
Estrategias de soplado en carga.
El uso de un sistema directo o indirecto de monitorización en tiempo real de los perfiles de
absorción es necesario para desarrollar esquemas de soplado más eficientes. La medida directa

tiene la ventaja de permitir la distinción entre sopladores o grupos de sopladores, que de la otra
forma han de considerarse como un conjunto.
En casos de respuesta aceptable, no pueden darse recomendaciones generales. Determinar
la estrategia más eficiente es en estas circunstancias un problema típico de optimización: el coste
de funcionamiento se reduce al incrementarse el rendimiento como consecuencia de unas
superficies más limpias, pero aumenta simultáneamente con el consumo de vapor de soplado, es
decir, con el número de operaciones. El problema ha sido resuelto mediante modelos (Chapell &
Locke, 1965), aunque las características de los fenómenos de deposición aconsejan más bien
una evaluación del funcionamiento real de cada instalación en particular y cada carbón. Para ello,
son aplicables los métodos que se han desarrollado. En cuanto a la programación del soplado
local de las paredes, es evidente que los valores de flujo de calor absorbido proporcionan la guía
adecuada. Dependiendo de la respuesta, el óptimo podría consistir en secuencias
preestablecidas, selección de frecuencias locales en función de la tenacidad observada o control
directo mediante la señal de los detectores o elaboraciones de esta señal como las que hemos
presentado anteriormente. Si bien una distribución uniforme de la absorción es deseable, por
encima de los criterios locales debe situarse siempre el comportamiento global de la unidad, en
otras palabras, cada operación de soplado ha de considerar la mejora marginal en términos de
balance y rendimiento térmicos.
La instalación que nos ocupa sufre por contra de una escoria de muy alta tenacidad. Como
ha quedado de manifiesto durante el diagnóstico del problema, la respuesta al soplado a carga
nominal es muy deficiente y no puede puede predecirse. Por ello, en casos de fusión de escorias
severa, no son de utilidad los criterios generales de uso de un sistema de detección de depósitos.
Hay que cambiar radicalmente los conceptos: el objetivo debe ser básicamente la reducción en el
número de operaciones. Dada la baja efectividad, ello no empeorará el problema de deposición,
pero conducirá siempre a ahorro en coste de funcionamiento. El incentivo puede quedar claro
con el ejemplo de la figura 4.29. Aunque en esta planta no se utiliza vapor sobrecalentado para
soplar, los efectos sobre el rendimiento térmico son importantes, debido al incremento de
pérdidas en gases. El registro mostrado pertenece a uno de los días con datos fiables de carbón.
La reducción absoluta en el porcentaje de rendimiento de caldera se estima para el total de
incidencias pertenecientes a ese censo en un 0,4 con soplado de hogar y en un 0,7 con
sopladores retráctiles.
La aplicación de la estrategia estará sujeta a diversos factores. Los resultados de las
pruebas conducidas permiten establecer una serie de guías generales, que se discutirán en un
doble aspecto: el soplado de toda la pared considerado como una única maniobra y los
esquemas de soplado local. Las recomendaciones son las siguientes.

- Debido a la poca capacidad de limpieza, a carga nominal es conveniente considerar como
criterio rector genérico la potencia total absorbida por la red o, lo que es equivalente, la
potencia evaporativa. Es preferible no actuar por encima de cierto valor aunque determinadas
zonas presenten gran acumulación, ya que no cabe esperar mejoras. Criterios de funcionamiento
térmico pueden determinar el valor óptimo. Así, una absorción superior a 75 MW en la zona
instrumentada (unos 320 MW para el total del hogar, figura 4.3) ya asegura, figura 4.9, un grado
moderado de sobrecalentamiento. De la misma forma, cabe desarrollar criterios basados en el
rendimiento. A cargas parciales y en caso de necesidad puede convenir por el contrario aplicar la
estrategia opuesta, ya que alcanzar la carga plena en condiciones de hogar limpio supondrá una
situación más favorable. Esto se aplica especialmente a regímenes de carga cíclica; a carga base,
la diferencia inicial no es posiblemente muy decisiva, en cuyo caso los valores máximos a carga
parcial, figura 4.13a, sirven para fijar un valor mínimo de absorción a mantener.
- A cargas parciales (por debajo de 300 MWe), la respuesta al soplado es en general
aceptable, de forma que es posible una optimización basada en criterios menos restringidos. Sin
embargo, a carga cíclica y en lo que atañe al comportamiento de los depósitos hay que distinguir
dos regímenes de carga parcial. Hasta unas 3-4 horas a partir de la reducción desde potencia
máxima, la capa de escoria retiene su tenacidad, figura 4.13b. Posteriormente, la respuesta es
normal. Por ello, la regla genérica es ahorrar soplados durante las primeras horas a potencia
reducida. Puede desarrollarse por ejemplo un protocolo de ensayos consistente en soplar
determinadas zonas escogidas a partir de la primera o segunda hora. En función de los
resultados de la prueba, se procede al soplado general o se espera un tiempo adicional. Por otro
lado, con frecuencia se observan caídas de depósitos durante la rampa de subida a potencia
plena, lo que se debe posiblemente a la dilatación térmica. Estos constituyen pues instantes
óptimos para el soplado.
- En el escalón de carga máxima y sobre todo a carga base, es preciso reducir el número de
operaciones realizadas. Incluso si la absorción cae por debajo del valor de consigna dado en el
primer punto, de nuevo es preferible espaciar las maniobras. Contrariamente a la práctica
habitual, el soplado intensivo no es una forma de operación apropiada a la fusión de escorias
grave. Durante las pruebas, se llevaron a cabo soplados localizados sobre escoria tenaz en el
centro de la pared, repetidos de forma continua hasta un total de 10 actuaciones. En ningún caso
hubo resultados inmediatos y sólo en aproximadamente la mitad de las ocasiones se observó
alguna limpieza retardada posiblemente atribuible a la estrategia. Claramente, los efectos
obtenidos no compensan el mayor costo y desgaste de materiales y equipos. El usual régimen
continuo de soplados a carga base no mejora significativamente la respuesta a largo plazo, figura
4.11. En la instalación bajo estudio, la reducción de frecuencia podría suponer el paso de un
régimen de 6-8 secuencias por turno a un ritmo de 3 ó 4. Los efectos sobre el
sobrecalentamiento deben vigilarse, pero en virtud de lo observado, no se esperan superiores a

los que ya existen. La espera entre soplados puede tener además un efecto beneficioso adicional.
En algunas ocasiones, fueron registradas limpiezas mayores tras un intervalo en ausencia de
operaciones. Esto sugiere que una mayor acumulación de escoria facilita su posterior
desprendimiento. No obstante, se observan igualmente excepciones a esta regla, por lo que el
efecto no está comprobado.
- El soplado convectivo puede utilizarse como ya se indicó (apartado 4.1) para desplazar la
absorción hacia las zonas altas del hogar, sobrecalentador radiante y primer sobrecalentador
convectivo. Ello tendrá un efecto positivo sobre materiales y rendimiento, pero el consumo de
vapor a sopladores retráctiles supone pérdidas más elevadas que el soplado de pared.
Determinar el punto de equilibrio es una tarea compleja en la que interviene también el equilibrio
de potencias absorbidas en los propios bancos de sobrecalentamiento. Estos aspectos necesitan
más investigación.
- En lo referente a los esquemas locales, son posibles pocas mejoras de operación en
situaciones de escorificación grave. La secuencia preestablecida puede optimizarse mínimamente
invirtiendo la actual progresión de abajo a arriba, puesto que así se tiende a ensuciar zonas que
previamente se habían limpiado. Esto fue observado numerosas veces a través de la medida
local. También cabe considerar modificaciones en la frecuencia de soplado según zonas,
espaciándola en las partes centrales, que presentan peor respuesta.
La optimización de las estrategias de limpieza en carga es una actividad no cerrada incluso
cuando la propensión es seria, como en el caso que nos ocupa. Como ya se apuntó, los
procedimientos para el cálculo de la efectividad del soplado son trasladables al funcionamiento
en tiempo real. Esto abre las perspectivas a sistemas automáticos de manejo de los sopladores.
Su objetivo sería establecer la situación óptima con referencia a las condiciones térmicas de
funcionamiento. Con este fin, la posibilidad de examinar objetivamente la respuesta a todos las
maniobras efectuadas permite el desarrollo de esquemas adaptables al comportamiento
instantáneo, circunstancia altamente deseable en casos de gran variabilidad de combustibles y
cargas. Así por ejemplo, serían posibles secuencias de calibración periódicas con objeto de
establecer la estrategia posterior o el aprendizaje directo sobre la operación a cada instante.
Posiblemente, la mejora de la respuesta local en casos de escorificación muy grave pase
necesariamente por el rediseño. En este caso, una red de soplado con agua combinada con un
sistema automático de esta clase presenta las mejores perspectivas. Este sistema permitiría
aprovechar las ventajas de un soplado más enérgico reduciendo o eliminando los inconvenientes
de soplar sobre zonas limpias.

4.4 CONCLUSIONES
A partir de datos tomados en continuo (tabla 3.1) y mediante las técnicas de tratamiento
desarrolladas en el capítulo 3, se han examinado para la instalación bajo estudio:
- La potencia total integrada sobre la red de medida del flujo de calor en el hogar que se
muestra en la figura 2.27.
- Las potencias totales absorbidas en los distintos subsistemas de caldera, calculadas por
balance térmico al circuito de agua-vapor, tabla 3.14.
- El flujo de calor absorbido en cada uno de los puntos de la red en relación con las
acciones del sistema de soplado.
El censo procesado (tabla 3.3) incluye condiciones típicas de explotación, con variedad de
regímenes de carga y alimentación de carbones, así como estrategias especiales de manejo de la
unidad (tabla 3.10).
En lo referente a métodos instrumentales y de tratamiento y elaboración de datos, hay que
establecer las siguientes conclusiones.
1 La comparación de la medida directa con la indirecta (figura 4.3) demuestra que la
instrumentación utilizada responde al fenómeno de escorificación a detectar, es decir, mide
efectivamente la reducción de la potencia absorbida para evaporación. Esto prueba que, para
calderas de fuegos frontales, los fenómenos de escorificación se producen con preferencia en el
cinturón de quemadores. Por otro lado y según lo predicho por los modelos teóricos (Capítulo
2), se ha encontrado una verificación empírica de la medida local, comprobación no realizada
anteriormente en condiciones de gran acumulación de depósitos.
2 La conclusión precedente se refiere a la indicación relativa de los valores de absorción.
Según se analiza en la tabla 4.1, la magnitud en MW de la integral sobre la superficie
instrumentada es no obstante inferior a lo estimado a partir de la potencia que se calcula por
balance. De esta manera, hay que concluir que el diseño de los actuales aparatos sensores de
flujo de calor absorbido no es totalmente adecuado a situaciones inusuales de grave
escorificación, presentándose una pendiente de saturación de la medida anómalamente baja.
Debe recomendarse por tanto un mayor esfuerzo de modelización y calibración experimental que
tome en consideración estos aspectos.
3 En cualquier caso, es preciso notar que el diagnóstico global puede llevarse a cabo
igualmente por los métodos indirectos. El procedimiento desarrollado a partir de medidas de

planta es también útil para la detección y análisis de fenómenos como la deposición en secciones
radiantes y convectivas. Otras malfunciones, como por ejemplo el ensuciamiento de baja
temperatura en precalentadores, requerirían sistemas instrumentales más fiables en el lado gas,
según se analiza en el apartado 3.2.
4 En lo referente a la escorificación, el flujo de calor absorbido es altamente variable, tanto
espacial como temporalmente (v. p. ej. figura 4.18), lo que prueba que el diagnóstico global no
es completo, y justifica el uso de medidas multipunto en las paredes de agua. La alta complejidad
de la señal y el posible error en los valores de saturación invalidan las técnicas de tratamiento
estadístico, incluso si éstas incorporan procedimientos de categorización como los desarrollados
en el capitulo anterior. La referencia absoluta mediante medida de la irradiación o del flujo de
calor disponible es por otra parte impracticable en casos de escorificación severa. En respuesta a
estos condicionantes, se ha establecido un método para cuantificar la tenacidad del depósito en
base a los valores históricos de flujo de calor y a los patrones de evolución bajo soplado. Como
se detalla en el apartado 4.2, el método consta de dos etapas:
- Caracterización estadística de la absorción máxima por zonas. En casos de escorificación
severa, dentro de los márgenes de incertidumbre experimental y para los objetivos buscados, se
ha demostrado que el flujo de calor máximo en uno de los puntos de la red depende únicamente
de la carga de la unidad. La naturaleza de la variable es tal que los picos se presentan para
categorías con alta desviación típica, reflejando el proceso continuo de limpieza y ensuciamiento.
Ello permite, mediante procedimientos automáticos de selección, calcular un mapa de valores de
absorción en condiciones limpias para los diversos escalones de potencia bruta, figura 4.20.
- La referencia así establecida se adapta a las particularidades de calibración de cada
instrumento específico. Como muestra la figura 4.23, es posible tipificar de esta manera la forma
de evolución de la señal tomando en cuenta la acción simultanea de los sopladores de pared. El
resultado final es una nueva variable, el porcentaje de soplados eficaces en cada zona, aplicable
a varias matrices de conexión sopladores-medidores. La contrastación con las observaciones
experimentales (v. p. ej. tabla 4.7) prueba que, aun sin significado físico concreto, la variable
constituye una medida objetiva de la tenacidad relativa del depósito bajo las condiciones reales
de funcionamiento.
Un algoritmo de este tipo ha sido implementado por primera vez en esta tesis. Como
veremos posteriormente, su aplicación hace posible el diagnóstico local preciso de las
dificultades de escorificación en las pantallas del hogar.
Respecto a los resultados obtenidos de la aplicación de estos métodos a la caldera de
potencia sometida a estudio, las conclusiones son:

5 Por comparación de situaciones extremas y mediante un modelo elemental de la
transmisión del calor, se han analizado los efectos de la fusión de escorias sobre el balance
térmico de los diferentes subsistemas (figuras 4.6). El fenómeno provoca un desplazamiento de la
potencia de evaporación a los bancos convectivos; aquella se reduce típicamente hasta un 85 %
sobre condiciones limpias, mientras que el sobrecalentador primario aumenta su absorción en un
30 % y el sobrecalentador final en un 20 %. El desequilibrio se compensa en parte debido al
aumento de la potencia en economizadores (30 %) y en parte gracias al control por
atemperadores de mezcla. En nuestro caso particular, la absorción del recalentador permanece
invariable debido a su forma de regulación y se observa ensuciamiento en el sobrecalentador
radiante no correlado con el del hogar. Por otro lado, el exceso de calor convectivo puede
repartirse entre los distintos bancos sobrecalentadores mediante su soplado selectivo, siempre en
ausencia de fenómenos graves de deposición en esas secciones; la condición de alto
sobrecalentamiento es sinónimo en cualquier caso de mayores temperaturas de gases. Los
resultados experimentales indican que debido a todos estos efectos, el rendimiento de la caldera
se reduce en una cantidad no superior al 1 %. Sin embargo, existen consecuencias adicionales,
como son el aumento del consumo específico del ciclo debido al mayor caudal de atemperación
necesario y la existencia de zonas de alto riesgo por exceso de temperatura. Esto último supone
una menor vida útil de materiales y unas posibilidades de indisponibilidad superiores a lo normal.
6 El estudio de la evolución temporal de la potencia absorbida, figura 4.12a, prueba la
presencia de depósitos tenaces permanentes a carga plena, que crecen hasta alcanzar la situación
extrema en tiempos mínimos inferiores a un día a carga base para la mayor parte de los registros
examinados. En estas condiciones, la acción de los sopladores tiene efectos limitados sobre la
limpieza de las superficies, que excepcionalmente alcanza el 70 % del valor inicial tras carga
parcial. Se trata en consecuencia de un caso poco común de fusión de escorias de alta
severidad. Existen dos influencias principales: el régimen de cargas y la composición de la mezcla
de carbones.
En primer lugar, se ha demostrado que a carga base y para todas las mezclas de carbones
utilizadas, los perfiles de absorción convergen a la situación de saturación, con progresivo
empeoramiento de la respuesta al soplado, figura 4.12b. Aunque no se observó indisponibilidad
por motivos térmicos, las observaciones sólo permiten garantizar el funcionamiento a potencia
nominal continuada durante los cinco días a que como máximo se ensayó la operación. La
convergencia de todas las series de pruebas a la condición extrema aconseja no extrapolar este
valor sin comprobación experimental. A carga cíclica, las peores situaciones encontradas
demuestran que es posible la escorificación grave dentro de un plazo de dos turnos a plena
potencia. La influencia de la historia térmica pasada se comprueba durante las horas valle: la

tenacidad del depósito permanece tras un máximo de cuatro horas a partir de la reducción de
carga, figura 4.13b.
El examen de la absorción promedio tras periodos determinados de tiempo a carga base
cuantifica la influencia negativa de los lignitos negros no tratados. Se ha comprobado, figura
4.15a, que una alimentación del 40 % conduce siempre a escorificación grave: la absorción
promedio se reduce hasta un valor en torno al 50 % del inicial en el intervalo de 48 horas. La
reducción mínima para el mismo periodo con un porcentaje de lignito en bruto algo inferior al 20
% es del 60 %, y sólo para un 100 % de parva con carbón lavado es posible un comportamiento
aceptable. De acuerdo con lo que se conoce acerca de la materia mineral de estos carbones (v.
p. ej. Buxmann, 1983), el cambio se debe a la eliminación de las fracciones pesadas ricas en
piritas. Por otra parte, al 100 % de parva se observa un amplio rango de situaciones, que incluye
problemas de escorificación tan graves como los que provoca el lignito sin tratar alimentado
directamente. Ello señala la existencia de efectos debidos a la diferente composición de la mezcla
homogénea. Aun sin resultados concluyentes, las estadísticas indican que es posible identificarlos
a partir de datos más fiables de alimentación de carbones.
7 La evolución del mapa de eficacias de soplado permite comprobar el mecanismo de la
fusión de escorias y sus causas, figuras 4.25 y 4.26. Así, se ha demostrado que la tenacidad del
depósito es alta (en torno al 10 % de eficacia) en la parte central del cinturón de quemadores
(planos B-F) con independencia del tiempo transcurrido a potencia máxima. Ello prueba que los
valores de irradiación pico son excesivos para las características de la materia mineral del carbón
sometida a las condiciones del interior de la cámara de combustión, o lo que es equivalente, que
el hogar está infradimensionado con el diseño actual del sistema de quemadores y para las
mezclas de carbones que se utilizan. La evolución en las zonas próximas a las esquinas
(sopladores 2-3 y 6-7) es aceptable inicialmente (20 % de eficacia promedio), pero empeora a
carga base: tras 48-60 horas, la situación se equipara con la del centro de las paredes. Se
demuestra por tanto que el mecanismo es realimentado en temperatura de gases. Por otro lado,
hay que notar que, aunque el espesor puede crecer más en las esquinas de la cámara, la
tenacidad es superior en el centro de la pared. Esto clarifica el diagnóstico habitual del problema:
siempre existen depósitos fundidos en la parte central; cuando se observan por los portillos de
inspección, la escorificación se ha generalizado a gran parte de la superficie de los paneles.
El mapa de eficacias revela igualmente otros aspectos referentes al ajuste del sistema de
combustión y al diseño y funcionamiento del sistema de sopladores. En la unidad bajo estudio, se
ha comprobado de esta manera:
- La influencia negativa de un desvío de la llama (quemador A1) sobre la tenacidad de la
escoria en la pared adyacente.

- La existencia de zonas puntuales de eficacia mínima (FT-B3, FT-FB1), que señalan
malfunción de los sopladores próximos.
- Que incrementar la densidad de la red de sopladores no conduciría a una mejor capacidad
de limpieza, aunque no hay razones para no disponer una columna adicional en las paredes
laterales, salvo su posible influencia sobre la llama.
- Que situar sopladores de agua en la primera fila del cinturón (plano V, actualmente fuera
de servicio) no es un criterio de diseño acertado, pues la eficacia de los soplados distantes ya es
mayor que en las partes más altas.
- Que la distribución de posibles equipos de soplado más enérgico no debe ser homogénea,
sino adaptada a las tenacidades observadas. Se desaconseja con especial énfasis su uso en las
esquinas de la cámara, pero la solución tiene posibilidades a priori en la parte central de los
planos B al F en la pared trasera y laterales.
Se ha demostrado en suma la capacidad de diagnóstico del procedimiento de conteo de
soplados. Estudios más específicos son tarea de seguimiento de la operación y de los resultados
de posibles rediseños, para lo que sólo es preciso la utilización directa del método sobre
periodos de funcionamiento concretos.
8 Como aplicación de todo el diagnóstico anterior, se han evaluado dentro de cuatro
campos específicos las estrategias óptimas de operación en casos de fusión de escorias severa.
- Como se comprueba a partir de los resultados expuestos en el punto 6, la mejor estrategia
es la selección de carbones. En este caso, el problema puede reducirse mediante el uso exclusivo
de parvas con carbones lavados, vista la marcada influencia negativa que tienen los lignitos
negros no tratados cuando se alimentan directamente, incluso en porcentajes del 20 %. Su
ausencia no garantiza sin embargo resultados favorables, por lo que se recomiendan posteriores
estudios experimentales a partir de datos fiables sobre la alimentación de parvas.
- No se tienen conclusiones acerca del incremento del exceso de aire. No obstante, se
estima que un aumento no superior al 1 % en el porcentaje de oxígeno en base húmeda a la
salida de caldera no conduce a pérdidas de rendimiento mayores que las que provoca la
escorificación. Por lo tanto, son recomendables este tipo de maniobras, siempre que su
aplicación continua desde el inicio del escalón de carga plena conduzca a mejoras comprobadas.
- La utilización de lignitos lavados con las características actuales acorta la capacidad de
reserva del sistema de alimentación y limita las posibilidades de redistribución de los fuegos de
carbón. Se ha comprobado que, cuando la situación resultante es de escorificación seria, las
maniobras limitadas consistentes en la reducción de carga en una o dos filas inferiores de

quemadores no conducen a resultados apreciables. No obstante, no pueden descartarse medidas
más enérgicas, como el apagado de una fila o mayores reducciones de carga en uno o dos
niveles. En este caso y debido a los efectos de sobrecalentamiento, hay que evitar
configuraciones que incluyan la fila inferior A, siendo preferibles las maniobras con los niveles F ó
F y B.
- El cierre del balance de energía en periodos estables prueba que el soplado de pared
provoca una disminución instantánea de 0,4 puntos en el rendimiento de caldera. Por otra parte,
se ha visto a carga nominal que el soplado intensivo de determinadas zonas o el régimen habitual
de secuencias en continuo no mejoran la respuesta. Por ello, la estrategia recomendada a
potencia plena es la reducción en el número de soplados, fácilmente optimizable a partir de los
resultados de este trabajo. En cualquier caso, el criterio rector genérico para iniciar las acciones
de soplado debe ser un valor de la absorción global de la red inferior a cierta consigna,
establecida en nuestro caso en unos 75 MW. A cargas parciales, las maniobras adecuadas
consisten en esperar tras el escalón de potencia máxima a que el depósito pierda su tenacidad. El
intervalo está en torno a las 2-4 horas y puede ser prefijado o determinado periódicamente
mediante ensayo. Sólo después de este periodo son posibles estrategias de soplado selectivo
según el estado de las diferentes zonas; el objetivo a carga cíclica ha de ser la limpieza
exhaustiva. Otro momento óptimo para soplar es la transición de vuelta a la potencia plena.
SINTESIS, APORTACIONES Y PERSPECTIVAS
Síntesis
La fusión de escorias es un fenómeno de deposición de ceniza que afecta seriamente al
funcionamiento térmico y disponibilidad de las calderas de potencia de carbón pulverizado. Los
procesos de combustión de carbón implican la simultánea transformación fisicoquímica de su
materia mineral. Esta circunstancia no fue considerada en toda su extensión al diseñar hogares de
gran capacidad, por lo que en este tipo de instalaciones se originan con frecuencia problemas de
escorificación sobre las paredes de la cámara. Como factores agravantes hay que añadir la
tendencia creciente a la utilización de carbones de menor rango y peor comportamiento y la
dependencia del fenómeno con el tipo específico de combustible utilizado.
Los procesos de escorificación, consistentes en la formación de depósitos de ceniza fundida
sometida a la irradiación de la llama, son actualmente bien conocidos en términos
semicuantitativos. La ingeniería de calderas de potencia ha avanzado en consecuencia casi hasta
el punto de poder garantizar nuevos diseños adaptados a la calidad de cada clase de carbón.
Restan no obstante las situaciones en que el proyecto original es inadecuado y/o la calidad del
combustible ha cambiado por razón de condicionantes externos.

Estando presentes estos factores, el caso de los lignitos negros utilizados en la central
térmica Teruel constituye un ejemplo de escorificación inusualmente grave. La selección de
variedades más favorables en base a criterios fisicoquímicos prácticos se revela ineficaz, ya que
las características del carbón no se corresponden con las clasificaciones normalizadas por rangos
y por ello la predicción de su comportamiento está poco documentada. El estudio en
profundidad de este caso representativo queda así justificado en una vertiente básicamente
experimental, que parte de datos tomados en funcionamiento real durante periodos de tiempo en
condiciones típicas de explotación y en pruebas. Existen dos aspectos complementarios:
- El análisis y diagnóstico completo del problema real en planta ha de pasar por los nuevos
procedimientos de detección a través de la medida del flujo de calor en las paredes. Sin
embargo, a fin de avanzar en esta dirección, ha sido preciso estudiar previamente los propios
métodos de medida, ya que esta tarea no se había emprendido antes para condiciones de grave
escorificación.
- Adicionalmente, el diseño de la red instrumental y la metodología de tratamiento de los
datos han necesitado de una definición precisa, que se echaba a faltar en la bibliografía sobre
modernos sistemas de detección y en particular, para situaciones de mala respuesta de los
depósitos sobre las paredes.
A través del estudio completo de un caso específico, nuestra tesis es un modelo para la
evaluación de situaciones de fusión de escorias severa en base a las técnicas actuales de
detección. Se han puesto de manifiesto los detalles concernientes a las causas del fenómeno, sus
efectos térmicos y operacionales y la posible optimización de las formas habituales de manejo.
En el capítulo 2 se ha modelado por técnicas de elementos finitos un sensor tipo en
condiciones de gran acumulación de depósitos. Ello es necesario para investigar el principio de
funcionamiento, ya que las condiciones reales no pueden simularse o controlarse
experimentalmente. Los resultados han permitido definir la variable medida como el flujo de calor
en la corona del tubo y descartar la presencia de los depósitos como fuente de error apreciable
en esta magnitud. Asimismo, se han obtenido nuevos criterios de diseño térmico para esta clase
de instrumentos. La comparación con los datos experimentales acota la validez de estas medidas
y confirma el propio diseño de la instalación realizada.
Los métodos a seguir para el tratamiento de la información recogida se ha descrito en el
capítulo 3. Con datos adquiridos en continuo a partir de la instrumentación de planta, los pasos
previos más importantes son la recuperación de errores y la estimación de la incertidumbre
experimental. Validado el censo, es necesario determinar qué variables independientes deben
guiar el análisis, encontrándose acertado un criterio aproximado que considera la carga, los
combustibles y la distribución de fuegos. Para clasificar el registro continuo obtenido se han

construido los algoritmos necesarios que eliminan situaciones transitorias y de variación lenta.
Igualmente, son precisos contadores de tiempo a determinada carga para incorporar a cada
instante la historia térmica pasada de la unidad. También se ha revisado el uso de datos
nominales sobre la mezcla de carbones utilizada en cada llenado de las tolvas, hallando que su
combinación con señales del sistema de alimentación puede servir para un análisis de la influencia
de tipos específicos.
El capitulo 4 contiene el diagnóstico completo del caso estudiado. A partir de la guía de un
modelo conceptual de transferencia del calor, se detallan en primer lugar los efectos térmicos que
ejerce un aislamiento tenaz de las paredes de agua. Ello resulta en un desequilibrio del balance de
energía que se ha cuantificado mediante la comparación de situaciones extremas de
funcionamiento real. Las principales consecuencias son un rendimiento de caldera reducido y una
mayor temperatura de gases, más los problemas que se derivan de esta última situación. Las
influencias más importantes sobre la evolución del fenómeno son la composición de la mezcla de
carbones y el régimen de cargas, lo que se pone de manifiesto al estudiar la misma respuesta en
función del tiempo transcurrido en cada escalón de potencia. La medida del flujo de calor
absorbido contiene no obstante información independiente, por lo que en segundo lugar se ha
procedido al diagnóstico local. Este precisa de métodos más elaborados, que utilizan la
clasificación estadística de los valores de flujo de calor y las señales de activación de los
sopladores de pared. Como resultado, se tiene una nueva definición de la tenacidad del depósito
expresada como eficacia del soplado. Esto ha permitido demostrar los mecanismos básicos del
proceso de escorificación y se revela como un método eficaz para evaluar localmente el diseño,
ajuste y manejo de los sistemas de quemadores y sopladores de pared. Finalmente y en base a
las pruebas efectuadas, se incluyen recomendaciones sobre las maniobras óptimas de operación,
que en caso de escorificación severa deben tender a la racionalización de las estrategias de
soplado.
Aportaciones
Capítulo 2
- Se ha construido un modelo teórico por elementos finitos de un sensor de flujo de calor
absorbido, simulando un rango amplio de irradiaciones y espesor y forma de los depósitos, a fin
de incluir el rango real de funcionamiento. Esto ha permitido validar por primera vez el principio
de medida convencional en condiciones de gran acumulación.
- La magnitud detectada por los instrumentos convencionales debe definirse con precisión
como la componente normal del flujo de calor en el punto exterior de la corona del tubo. Esta
variable puede medirse sin gran influencia de los depósitos (incertidumbre estimada entre el 10 y
el 15 % del rango) mediante las técnicas habituales con doble termopar en el espesor del

material. Su relación con la absorción en el lado vapor se ha examinado teóricamente para casos
extremos de geometría de la escoria, encontrándose que no es posible establecer una calibración
en estos términos, debido a la variabilidad de las condiciones reales. La comparación
semicualitativa de la medida experimental con el balance al lado vapor muestra únicamente la
validez relativa de la indicación.
- Se ha comprobado mediante los resultados de los modelos el principio de funcionamiento
de diversos instrumentos sensores, tanto del flujo de calor en la corona como de la absorción
hacia el agua-vapor, constituyendo algunos de ellos nuevos conceptos en lo relativo al número y
posicionado de las sondas de temperatura. A resultas del análisis, se abierto el camino para fijar
criterios de diseño térmico más avanzado de este tipo de instrumentación. Los nuevos aparatos
deben proyectarse en función del problema a resolver (detección de depósitos de ceniza,
ensuciamiento y limpieza interiores, determinación de la transferencia en ebullición, ...),
necesitando el sensor universal una multiplicidad de puntos de medida en la misma sección de
tubo, para constituir una fuente completa de información sobre los diferentes efectos.
- Para el estado actual de la instrumentación, se ha acotado la utilidad de la medida
multipunto en las paredes del hogar. La indicación es válida bajo las siguientes restricciones:
- Localmente, es una medida fiable del grado relativo de acumulación de los
depósitos. Ello exige por tanto una mayor elaboración de los datos, punto que se
detalla en el capítulo 4.
- Los métodos habituales de calibración teórica o experimental no eliminan la
incertidumbre asociada a la medida del flujo de calor en la corona del tubo. La
comparación de distintos diseños de aparatos muestra discrepancias sistemáticas
situadas en los límites de error, por lo que su uso conjunto necesita de una
homogeneización, sin poderse señalar calibraciones incorrectas.
- En condiciones de gran deposición, el valor de absorción calculado por
integración infravalora la magnitud real, aunque sigue siendo una buena indicación
relativa (error inferior al 10 %) de la potencia total transferida en la zona instrumentada.
En cualquier caso, para cálculos térmicos es preferible trabajar con la absorción
calculada por balance.
Capítulo 3
- Se ha examinado el uso de datos de planta adquiridos en continuo de cara al diagnóstico
de problemas de funcionamiento térmico, y en particular, de fenómenos de fusión de escorias.
Las medidas deben someterse a un proceso previo de eliminación de fallos, siendo además
necesario la estimación del error experimental. Se ha encontrado (tabla 3.6) que puede esperarse

en general una alta incertidumbre, por lo que determinados procedimientos de cálculo, como el
balance de energía completo, pierden su validez como indicadores absolutos y sólo pueden
utilizarse para comparaciones a corto plazo. Ello se debe principalmente a los errores de
estratificación en las medidas de flujos de aire y gases y a la falta de precisión en los datos sobre
carbones. Sí son fiables los procedimientos limitados a las medidas en el lado vapor, como el
cierre del balance térmico al circuito dividido en secciones.
- La utilización de datos nominales de alimentación de carbones sirve exclusivamente con
fines de identificación del efecto provocado por un determinado componente de la mezcla,
siendo necesario verificar la estabilidad en la alimentación volumétrica. Paralelamente, se ha
abierto un camino para el cálculo aproximado de la PCS instantánea a través de las señales de
velocidad de los alimentadores. Bajo condiciones de poca variabilidad en los tipos de carbones,
la relación entre el caudal volumétrico y la potencia calorífica es lineal y puede determinarse a
partir de datos tomados en situaciones estacionarias.
- Se ha demostrado que las técnicas estadísticas sobre variables adquiridas en continuo
pueden aplicarse sólo a categorías estables, que consisten en fracciones del registro con
condiciones estables de operación. El tratamiento debe constar de los siguientes pasos:
- Identificación de las variables independientes que han de guiar el análisis. Se ha
confirmado como satisfactorio un criterio aproximado que incluye la carga, los
combustibles y la distribución de quemadores. En general es posible incluir cualquier
parámetro operacional de los relacionados en la tabla 3.11.
- Eliminación mediante los algoritmos adecuados de los registros en condiciones
inestables y de transición lenta. Se han determinado empíricamente los criterios
temporales y de variación en las señales independientes. El tiempo mínimo a eliminar se
estima en 10 minutos, en base al retraso observado entre la potencia eléctrica y el
sistema de alimentación de combustible.
- Para el caso de la fusión de escorias, otra variable independiente es el tiempo
que se ha mantenido la situación estable, ya que el fenómeno presenta una fuerte
dependencia de la historia térmica pasada. Se han desarrollado los contadores
apropiados para marcar en cada registro el tiempo transcurrido desde el último gran
cambio de carga. Esto basta para reflejar adecuadamente la influencia de estos
aspectos sobre la severidad del problema en las paredes del hogar.
Capítulo 4
- Se ha demostrado que el diagnóstico térmico global de la fusión de escorias puede llevarse
a cabo bien por medida directa o bien por cierre del balance. Este último procedimiento es

también útil para la detección y análisis de fenómenos como la deposición en otras secciones
radiantes y convectivas.
- En lo referente a la escorificación, se ha establecido que el flujo de calor absorbido es
altamente variable, tanto espacial como temporalmente, lo que prueba que el diagnóstico global
no es completo, y justifica el uso de redes de medida en las paredes de agua. La alta
complejidad de la señal y el posible error en los valores de saturación invalidan las técnicas de
tratamiento estadístico, incluso si éstas incorporan procedimientos de categorización como los
desarrollados en el capitulo 3. La referencia absoluta mediante medida de la irradiación o del
flujo de calor disponible es por otra parte impracticable en casos de escorificación severa. En
respuesta a estos condicionantes, se ha creado un método para cuantificar la tenacidad del
depósito a partir de los valores históricos de flujo de calor y de los patrones de evolución bajo
soplado. El método consta de dos etapas:
- Caracterización estadística de la absorción máxima por zonas. En casos de
escorificación severa, dentro de los márgenes de incertidumbre experimental y para los
objetivos buscados, se ha demostrado que el flujo de calor máximo en uno de los
puntos de la red depende únicamente de la carga de la unidad. La naturaleza de la
variable es tal que los picos se presentan para categorías con alta desviación típica,
reflejando el proceso continuo de limpieza y ensuciamiento. Ello permite, mediante
procedimientos automáticos de selección, calcular un mapa de valores de absorción en
condiciones limpias para los diversos escalones de potencia bruta.
- La referencia así establecida se adapta a las particularidades de calibración de
cada instrumento específico. Es posible tipificar de esta manera la forma de evolución
de la señal, tomando en cuenta la acción simultanea de los sopladores de pared. El
resultado final es una nueva variable, el porcentaje de soplados eficaces en cada zona,
aplicable a varias matrices de conexión sopladores-medidores. La contrastación con las
observaciones experimentales prueba que, aun sin significado físico concreto, la
variable constituye una medida objetiva de la tenacidad relativa del depósito bajo las
condiciones reales de funcionamiento.
Un algoritmo de este tipo ha sido implementado por primera vez en esta tesis. Como
veremos posteriormente, su aplicación hace posible el diagnóstico local preciso de las
dificultades de escorificación en las pantallas del hogar.
- Por comparación de situaciones extremas observadas y mediante un modelo elemental de
la transmisión del calor, se han detallado los efectos de la fusión de escorias sobre el balance
térmico de los diferentes subsistemas de la caldera. El fenómeno provoca un desplazamiento de
la potencia de evaporación, que se reduce hasta un 85 % del valor inicial, hacia los bancos

convectivos. El desequilibrio se compensa en parte debido al aumento de la potencia en
economizadores y en parte gracias al control por atemperación de mezcla. El exceso de potencia
de sobrecalentamiento puede repartirse entre los distintos bancos mediante su soplado selectivo,
siempre en ausencia de fenómenos graves de deposición en estas secciones; la condición de alto
sobrecalentamiento implica en cualquier caso mayores temperaturas de gases. Los resultados
experimentales indican que debido estos efectos, el rendimiento de la caldera se reduce en una
cantidad no superior al 1 %. Sin embargo, existen consecuencias adicionales, como son el
aumento del consumo específico del ciclo debido al mayor caudal de atemperación necesario y la
existencia de zonas de alto riesgo por exceso de temperatura. Esto último supone una menor vida
útil de materiales y unas posibilidades de indisponibilidad superiores a lo normal.
- El estudio de la evolución temporal de la potencia absorbida ha permitido cuantificar las
dos influencias principales sobre la severidad del problema: el régimen de cargas y la
composición de la mezcla de carbones.
Para la situación de fusión de escorias grave que nos ocupa, se ha demostrado en primer
lugar que a carga base y con todas las mezclas de carbones utilizadas, los perfiles de absorción
convergen a la saturación, con progresivo empeoramiento de la respuesta al soplado. Aunque no
se observaron indisponibilidades por motivos térmicos durante intervalos de cinco días, puede
afirmarse que el fenómeno imposibilita el funcionamiento indefinido a carga máxima. A carga
cíclica, las peores situaciones observadas demuestran que también es posible la escorificación
grave dentro de un plazo de dos turnos a plena potencia. La influencia de la historia térmica
pasada se comprueba durante las horas valle: la tenacidad del depósito permanece tras un
máximo de cuatro horas después de la reducción de carga.
Igualmente, el examen de la absorción promedio tras periodos determinados de tiempo a
carga base se ha utilizado para cuantificar los efectos debidos al carbón. Así, se ha comprobado
el progresivo decaimiento de la absorción al aumentar la alimentación directa de lignitos no
tratados. El efecto se hace notar incluso para porcentajes algo inferiores al 20 %. De acuerdo
con lo que se conoce acerca de su materia mineral (v. p. ej. Buxmann, 1983), las diferencias se
deben a la eliminación de las fracciones piríticas pesadas que supone el proceso de lavado. Por
otra parte, al 100 % de parva con carbones lavados, se observa un amplio rango de situaciones,
que incluye problemas de escorificación tan graves como los que provoca el lignito sin tratar
alimentado directamente. Ello señala la existencia de efectos debidos a la diferente composición
de la mezcla homogénea. Aun sin resultados concluyentes, las estadísticas indican que es posible
identificarlos a partir de datos más fiables de alimentación de carbones.
- A través de la evolución del mapa de eficacias de soplado se ha llevado a cabo la
comprobación en condiciones reales del mecanismo de la fusión de escorias y sus causas. Así, se
ha demostrado que la tenacidad del depósito es comparativamente alta en la parte central del

cinturón de quemadores, con independencia del tiempo transcurrido a potencia máxima. Ello
prueba que los valores de irradiación pico son excesivos para las características de la materia
mineral del carbón sometida a las condiciones del interior de la cámara de combustión, o lo que
es equivalente, que el hogar está infradimensionado con el diseño actual del sistema de
quemadores y para los carbones utilizados. La evolución en las zonas próximas a las esquinas es
aceptable inicialmente, pero empeora a carga base: tras 48-60 horas, la situación se equipara
con la del centro de las paredes. Se ha demostrado por tanto que el mecanismo es realimentado
en temperatura de gases. Por otro lado, hay que notar que, aunque el espesor puede crecer más
en las esquinas de la cámara, la tenacidad es superior en el centro de la pared. Esto ha
clarificado el diagnóstico habitual del problema: siempre existen depósitos fundidos en la parte
central y cuando se observan por los portillos laterales de inspección, la escorificación se ha
generalizado en realidad a gran parte de la superficie de los paneles.
- El mapa de eficacias ha revelado asimismo otros aspectos referentes al ajuste del sistema
de combustión y al diseño y funcionamiento del sistema de sopladores, lo que demuestra la
capacidad de diagnóstico del procedimiento de conteo de soplados.
En la unidad bajo estudio, se ha determinado de esta manera la influencia negativa de un
desvío de la llama (quemador A1) sobre la tenacidad de la escoria en la pared adyacente; la
existencia de zonas puntuales de eficacia mínima (FT-B3, FT-FB1), que señalan malfunción de
los sopladores próximos y diversos aspectos de importancia sobre la disposición de los equipos
de soplado. Entre estos están la evaluación positiva de la densidad de diseño de la red y las
posibilidades de emplear sopladores de agua sólo en las zonas de alta tenacidad permanente
(centro del cinturón de quemadores).
- Se han propuesto diversas estrategias de operación para casos de fusión de escorias
severa, que en la instalación estudiada pueden concretarse en los puntos siguientes.
- Como se ha comprobado a partir de los resultados del diagnóstico, la mejor
estrategia es la selección de carbones. El problema puede reducirse mediante el uso
exclusivo de parvas con carbones lavados, vista la marcada influencia negativa que
tienen los lignitos negros no tratados. Su ausencia no garantiza sin embargo resultados
favorables, por lo que son precisos posteriores estudios.
- La utilización de lignitos lavados con las características actuales acorta la
capacidad de reserva del sistema de alimentación y limita las posibilidades de
redistribución de los fuegos de carbón. Se ha encontrado que, cuando la situación
resultante es de escorificación seria, las maniobras limitadas consistentes en la
reducción de carga en una o dos filas inferiores de quemadores no conducen a
resultados apreciables. No obstante, no pueden descartarse medidas más enérgicas,

como el apagado de una fila o mayores reducciones de carga en una o dos filas. En
esta suposición y debido a los efectos de sobrecalentamiento, hay que evitar
configuraciones que incluyan la fila inferior A, siendo preferibles las maniobras con los
niveles F ó F y B.
- El cierre del balance de energía en periodos estables ha demostrado que el
soplado de pared provoca una disminución instantánea de 0,4 puntos en el rendimiento
de caldera. Por otra parte, se ha visto a carga nominal que el soplado intensivo de
determinadas zonas o el régimen habitual de secuencias en continuo no mejoran la
respuesta. Por ello, la estrategia óptima a potencia plena es la reducción en el número
de soplados, que puede determinarse fácilmente a partir de los resultados anteriores.
En cualquier caso, el criterio rector genérico para iniciar las acciones de soplado debe
ser un valor de la absorción global en la red inferior a cierta consigna, establecida en
unos 75 MW. A cargas parciales, las maniobras adecuadas consisten en esperar tras el
escalón de potencia máxima a que el depósito pierda su tenacidad. El intervalo está en
torno a las 2-4 horas y puede ser prefijado o determinado periódicamente mediante
ensayo. Sólo después de este periodo son posibles estrategias de soplado selectivo
según el estado de las diferentes zonas; el objetivo a carga cíclica ha de ser la limpieza
exhaustiva. Otro momento óptimo para soplar es la transición de vuelta a la potencia
plena.
Perspectivas
El equipo más conflictivo en una planta de generación de energía eléctrica a partir de carbón
es la caldera, y dentro de ella, el hogar, donde tiene lugar la combustión y la transferencia de
calor radiante al fluido de trabajo. Dejando aparte los procesos de combustión, existen
complejos fenómenos de deposición en el lado gases que afectan a la transmisión de la potencia
y por tanto al funcionamiento térmico de toda la unidad. El desconocimiento que se tiene de
estos problemas de escorificación por falta de una instrumentación adecuada no es razonable en
función de la importancia del equipo y de las alteraciones que provocan los depósitos. Los
instrumentos destinados a la detección de estas malfunciones así como aquellos diseñados para
paliar las consecuencias deben ser y serán con toda probabilidad desarrollados en un próximo
futuro.
La presente tesis inicia esta dirección en el doble aspecto del diseño de los procedimientos
instrumentales y de la mejor explotación de la información obtenida. Sin embargo, esto no es más
que el principio de un nuevo camino. La futura instrumentación debe ser más fiable y más rica en
información. En este sentido, han de diseñarse sensores que utilicen los métodos aquí aportados:
hay que investigar el diseño local y la integración con objeto de disponer de una red óptima para
el diagnóstico de la situación en las paredes del hogar. De la misma manera, deben desarrollarse

los métodos de tratamiento de datos y explotar al máximo la información de forma global y local.
Y no en estado estacionario, sino como una situación dinámica que, según hemos visto, depende
también de la historia previa.
Se prevén tres tipos de consecuencias futuras:
- A largo plazo, el conocimiento más profundo de los procesos de combustión y de los
combustibles dará origen a diseños de caldera más eficaces y mejor adaptados a las
características desfavorables del carbón quemado.
- A medio plazo, el diseño de nuevos equipos y sistemas de soplado optimizará la eficacia
disminuyendo su consumo.
- A corto plazo, la mejora de las estrategias de operación tendrá como resultado un mayor
rendimiento y disponibilidad de los grupos térmicos existentes.
En lo inmediato, deben recomendarse las siguientes lineas de investigación.
- Es preciso un mayor estudio teórico de los sensores de flujo de calor, en orden a unificar
su respuesta bajo condiciones de deposición extrema. En este sentido, puede partirse de las
aportaciones previas sobre nuevos conceptos de medida realizadas en el capítulo 2. El estudio
teórico debe completarse con la prueba experimental, para lo que es deseable el desarrollo de
nuevos métodos de calibración en campo o en laboratorio que incorporen la presencia de una
acumulación variable de depósitos.
- Se necesitan más desarrollos en lo referente al análisis estadístico de datos medidos en
continuo en la instalación real. Es preciso generalizar los procedimientos apuntados en el capítulo
3, con el fin de construir esquemas compactos de tratamiento de datos adquiridos en tiempo real,
menos ligados a los propios procesos a estudiar y con una mayor variedad de magnitudes
independientes.
- La complejidad de las formas de evolución observadas hace necesarios algoritmos más
sofisticados para el tratamiento de la información conjunta de las redes de sensores de flujo de
calor y sopladores de pared. Como ya se ha comentado, en base al procedimiento desarrollado
parece abierta la perspectiva de aplicar técnicas avanzadas de inteligencia artificial,
implementadas en tiempo real y con la posibilidad de incorporar a sus parámetros de evaluación
las alteraciones en la respuesta obtenida.
- En conexión con lo anterior, el camino queda iniciado para el desarrollo de sistemas
automáticos de control del soplado local, que en virtud de estas técnicas de detección
incorporarían eficazmente los patrones observados también a la definición de estrategias de
accionamiento. Estos sistemas servirían para optimizar la operación de redes de sopladores

convencionales e igualmente podrían servir para eliminar las desventajas de los equipos de
soplado más enérgico (p. ej., sopladores y lanzas de agua), pues permitirían reducir en gran
medida las actuaciones innecesarias y el consiguiente daño a los materiales.
- No obstante, antes son precisos programas más amplios de ensayo experimental de
estrategias de manejo contra la fusión de escorias. En general, es preciso clarificar la relación
entre la evaluación del funcionamiento en continuo y la operación, ya que los resultados de las
maniobras instantáneas (como el soplado o la redistribución de fuegos) han de considerarse
siempre a largo plazo.
- La respuesta obtenida para la absorción de las diversas secciones de la caldera es, junto
con el modelo conceptual de transferencia de calor, el punto de partida de posibles modelos
semiempíricos para la propagación de malfunciones dentro del esquema de la unidad. Estos
modelos permitirían el estudio de las consecuencias que tiene una modificación en la respuesta de
un subsistema determinado, lo que ofrece interesantes posibilidades tanto en relación con
parámetros de diseño como para su aplicación en la predicción en tiempo real de las causas
últimas de las disfunciones.

ANEXO 1: DESCRIPCION DE LA CALDERA DE LA CENTRAL
TERMICA TERUEL.
Con objeto de proporcionar al lector una referencia sobre el generador de vapor cuyo
comportamiento de escorificación se estudia, incluimos en este apéndice una breve descripción
del equipo.
Se trata de una unidad de carbón pulverizado, circulación natural, una etapa de
recalentamiento, tiro equilibrado y fuegos frontales. La regulación se lleva a cabo por dos
atemperadores de mezcla para el vapor principal y compuertas de gases para el recalentado. Las
características nominales son:
Caudal de vapor sobrecalentado: 1090 t/h
Presión y temperatura del vapor sobrecalentado: 169 kgf/cm 2 y 540 °C
Caudal de vapor recalentado: 960 t/h
Presión y temperatura del vapor recalentado: 40 kgf/cm 2 y 540 °C
El esquema de los circuitos de combustible-aire-gases y de agua-vapor se muestra en la
figura A1.1, así como la posición de los instrumentos de medida de las variables de proceso.
Existen 6 conjuntos molino-alimentador que suministran carbón a los 24 quemadores
situados en la pared frontal de la cámara de combustión. Cada molino alimenta una fila de cuatro
quemadores de carbón; cada uno de ellos consta de un registro tangencial de aire secundario que
comunica con la caja de vientos, el cuerpo del quemador por donde se introduce la mezcla de
carbón y aire primario, un ignitor de gas natural, un mechero de apoyo preparado para gas
natural y los detectores de llama de gas y carbón. Los gases de combustión ceden calor por
radiación a las paredes de agua que forman el hogar, para atravesar posteriormente las paredes
divisorias del sobrecalentador radiante (transferencia mixta por radiación y convección) y el paso
de gases situado encima de la nariz de la cámara. El flujo circula por los haces del
sobrecalentador final y luego se divide en dos pasos paralelos: por un lado recalentador y por
otro el sobrecalentador primario y economizador secundario. Envolviendo todo el trayecto de
convección están el techo y paredes de la zona de recuperación de calor, que actúan como
sobrecalentador previo al primario. Finalmente, los humos recorren el economizador primario
para pasar a los precalentadores de aire. El tiro se realiza en impulsión mediante dos ventiladores
de tiro forzado y dos ventiladores para el aire primario, y en aspiración con dos ventiladores de
tiro inducido. Las atemperaciones están situadas a la entrada y a la salida del sobrecalentador
secundario.
Un alzado esquemático de la unidad se muestra en la figura A1.2. La disposición de
quemadores y sopladores en las pantallas de agua se muestra en la figura A1.3. El hogar posee 7

niveles de sopladores desescoriadores por vapor, existiendo un total de 64 equipos. Para los
planos B al F son 8 los sopladores a cada altura. En el nivel A hay instalados 16, 4 en cada
pared. Existen 6 grupos de sopladores retráctiles, situados en las paredes izquierda y derecha,
salvo los del economizador primario, localizados en la pared trasera de la ZRC. Los grupos son:
nariz y sobrecalentador radiante (6 sopladores), sobrecalentador final (16), sobrecalentador
primario (8), recalentador (14), economizador secundario (2) y economizador primario (8).
a1 a2 a3 a4 a5 a6 a7 a8 a9 a10 a11 a12
b1 b2 b3 b4 b5 b6 b7 b8
c1 c2 c3 c4 c5 c6 c7 c8
d1 d2 d3 d4 d5 d6 d7 d8
e1 e2 e3 e4 e5 e6 e7 e8
f1 f2 f3 f4 f5 f6 f7 f8
(v1) (v2) (v3) ( v4) (v5) (v6) (v7) (v8)
lateral izquierda trasera lateral derecha
a13 a14 a15 a16
d4 d3 d2 d1
c4 c3 c2 c1
e4 e3 e2 e1
b4 b3 b2 b1
f4 f3 f2 f 1
a4 a3 a2 a1
frontal
Figura A1.3 Disposición de sopladores y quemadores en las paredes del hogar.

ANEXO 2: SISTEMA PARA LA DETECCION DE LA FUSION
DE ESCORIAS EN LA CALDERA DEL GRUPO 1 DE LA CENTRAL
TERMICA TERUEL.
La instalación experimental y gran parte de los programas utilizados en esta tesis configuran
el sistema de detección de la fusión de escorias instalado en el grupo 1 de la central térmica
Teruel. El esquema de funcionamiento informático en tiempo real se muestra en la figura 3.2,
siendo común con el proceso de adquisición de datos. A cada instante están disponibles 720
registros correspondientes a las últimas 24 horas. El listado de variables medidas y calculadas en
continuo coincide con las tablas 3.1 y 3.15. La diferencia principal en el proceso de cálculo
radica en la estimación de la calidad del carbón, que en tiempo real se realiza a partir del caudal
volumétrico, con un valor fijo de la densidad en t/h.rpm y un rendimiento de caldera del 82 %. La
información de que cada dos minutos dispone el operador de grupo y el personal investigador
consta de
- Pantallas gráficas con las lecturas de los flujos de calor absorbidos en hogar, carga,
absorción total y sopladores en actividad en cada zona de las paredes. Los valores locales
pueden presentarse numéricamente o a través de una clave de colores que codifica los estados
"limpio", "intermedio" y "sucio" de cada sensor. La figura A2.1 muestra un ejemplo de la pantalla
utilizada en operación.
- Gráficos históricos de las variables (medidas o calculadas) hasta un total de tres
simultáneamente y cubriendo el intervalo máximo de las últimas 24 horas de operación. También
puede representarse la actuación individual de cada soplador o grupo de sopladores.
- Pantallas numéricas editables con cualquiera de las lecturas o resultados de los cálculos,
con posibilidad de revisar valores pasados y generar series históricas.
Las pruebas iniciales del sistema concluyeron en octubre de 1988, con 13 sensores de flujo
de calor en funcionamiento. Tras la ampliación de la red, la versión final quedó completada en
noviembre de 1989 y ha estado funcionando hasta la fecha.
ANEXO 3: MEDIDAS DE IRRADIACION SOBRE LAS PAREDES
DE AGUA.
La predicción teórica de la irradiación sobre las paredes del hogar no es posible salvo que se
disponga de un modelo sofisticado de la cámara. Sin embargo, existen diversos motivos que
hacen necesario el conocimiento de este parámetro. En primer lugar, su magnitud permite
caracterizar la transferencia de calor a los tubos evaporadores, según vimos en el Capítulo 2. Por
otro lado, la distribución del flujo de calor incidente sobre las superficies es función a cada
instante de las condiciones en que se realiza la combustión, que a su vez dependen de la
operación de la caldera: carga, combustibles, flujos de aire, configuración de fuegos. Puesto que
el nivel de irradiación constituye, como ya se explicó, una de las variables que más afectan al
comportamiento de los depósitos, el estudio de los diferentes mapas de calor incidente según los

diferentes esquemas de funcionamiento conviene también al análisis de estrategias contra la
escorificación. De esta forma, podrá determinarse a priori qué maniobras de operación conducen
a condiciones térmicas más favorables para evitar o paliar la presencia de depósitos tenaces.
Con estos objetivos, parte del trabajo experimental ha consistido en el desarrollo y aplicación de
procedimientos de medida de la distribución de la irradiación en el hogar bajo estudio.
Lamentablemente, medir cuando existen graves problemas de fusión de escorias resulta costoso
y no puede asegurarse la fiabilidad de los datos obtenidos. Los resultados del análisis son en
consecuencia limitados, aunque merecen presentarse en este Anexo.
A3.1 PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL
Instrumentación.
Definamos en primer lugar la magnitud objeto de medida. Suponiendo que la transferencia de
calor desde la llama a la superficie de los tubos se produce únicamente por mecanismos de
radiación, existe una magnitud que cuantifica el calor "disponible" para ser absorbido por los
tubos. La llamaremos indistintamente irradiación (Incropera & DeWitt, 1985) o (flujo de) calor
incidente (Siegel & Howell, 1981), qi. Una de sus definiciones es el calor por unidad de
superficie receptora (kW/m 2 ) procedente de una fuente de radiación desde todas las direcciones
y a todas las frecuencias que absorbería una superficie negra plana mantenida a 0 K. En nuestro
contexto, la fuente de radiación es el interior del hogar. Puesto que la superficie de los tubos no
es plana, la irradiación debe referirse al punto de la corona del tubo limpio, cuya visión del
interior de la cámara es de 2π estereoradianes. La distribución del calor incidente en una cámara
de combustión de gran tamaño debe presentar máximos relativos en el centro de cada pared.
Esto es debido a que conforme nos acercamos a las esquinas, el factor de visión con la zona
central y más caliente de la llama disminuye; los tubos laterales "ven" preferentemente la envoltura
de llama y la pared adyacente, fuentes de radiación más frías. En cifras absolutas, el máximo
puede llegar a unos 600 kW/m 2 para llamas de carbón de calderas de potencia modernas (Neal
et al., 1980a).
La medida del flujo de calor radiante ha de realizarse mediante aparatos montados en una caña
refrigerada que atraviesa la membrana entre tubos y alinea la superficie sensora con sus coronas.
El sensor se denomina radiómetro (Land, 1984a; Sotter, 1988). Consiste en un sumidero de
calor controlado y medido con termopares provisto de una cavidad que elimina la componente
convectiva y simula condiciones de cuerpo negro frente a la radiación incidente. Se incorporan
las correcciones necesarias para tener en cuenta la emisión propia. El aparato es similar a un
pirómetro de radiación (McGee, 1988), sólo que carece de filtros y de sistema óptico puesto
que no se intenta una selección espectral o direccional: la magnitud medida no puede relacionarse
rigurosamente con la temperatura de ningún punto del interior del hogar.
Existe otra opción más sencilla que ha sido la utilizada para nuestro trabajo. Si se juzga
despreciable la contribución convectiva, puede emplearse un medidor de "flujo de calor incidente
total" (Land, 1984a; Sotter, 1988), que mide de la misma forma que el anterior el calor
absorbido por un extremo sensor negro (corrigiéndolo por emisión propia) pero carece de
cavidad evacuada. Un aparato adecuadamente calibrado es sensible por tanto a la irradiación y
al calor transferido por convección de los gases calientes al extremo sensor. Sobre superficies de
tubo limpio, esta última contribución ha sido estimada teóricamente en la tabla 2.6. En porcentaje
sobre irradiación, la convección está entre un 7 % a 600 kW/m 2 y alrededor de un 20 % a 100
kW/m 2 . Los fabricantes (Land, 1984c) dan una cifra más optimista: inferior al 5 % para
irradiaciones superiores a 200 kW/m 2 . Puesto que la temperatura superficial del sensor de calor
incidente es superior a la del tubo (Neal et al., 1980b), el valor real estará posiblemente entre
ambas estimaciones. Nótese que un instrumento insertado en forma de lanza prácticamente no
altera el campo radiante del interior de una gran cámara de combustión, pero sí altera el flujo

local de gases en contacto con la pared, y en consecuencia, la componente convectiva. En otras
palabras, tampoco es un medidor de flujo de calor incidente total, si por éste entendemos la
irradiación más el flujo de calor por convección a los tubos.
La magnitud que se mide es por tanto la irradiación más la convección a la punta sensora o bien
sólo la irradiación con una incertidumbre dada por los porcentajes antes citados. En cualquier
caso, las lecturas proporcionan un rango y una distribución para el calor incidente dentro de la
cámara, lo que constituye nuestro propósito básico. El modelo de aparato empleado se
denomina Fluxprobe (Land, 1984b, 1984c; Neal et al, 1980a, 1980b, 1982). Es un instrumento
portátil que combina los conceptos anteriormente explicados con un cilindro instrumentado con
dos termopares, guarda térmica lateral y cubierta de barniz de alta absortividad y un caloducto
para proveer la refrigeración adecuada, figura A3.1. La emisión propia se tiene en cuenta al
calibrar mediante horno negro, ya que depende de la temperatura en la superficie sensible, que a
su vez puede calcularse a partir de las dos temperaturas medidas. Igualmente se corrigen
desviaciones de la absortividad unitaria. La circuitería incorporada proporciona directamente la
magnitud medida en kW/m 2 .
Protocolos de medida. Fiabilidad de los datos.
A fin de determinar la distribución de la irradiación mediante un aparato Fluxprobe, se diseñó e
instaló una red de medida de cobertura total, mostrada en la figura A3.2a. Comprende 105
taladros en las aletas de los tubos, dotado cada uno de su correspondiente aislamiento térmico
acabado en forma de cono. La figura A3.3 muestra el aspecto exterior de uno de los orificios
durante una lectura. La superficie total de los orificios es de tan sólo 1,4 x 10 -2 m 2 , de forma que
la alteración debida a pérdidas de calor y entradas de aire a la cámara se considera despreciable.
La experiencia acumulada en campo puso de manifiesto aspectos no triviales sobre el protocolo
a seguir, la utilidad de los resultados y las limitaciones del método. Podemos resumirlos en los
siguientes puntos.
1) Planes de medida. Es importante acortar el tiempo que dura una serie de medidas, ya que se
pretende que el mapa obtenido refleje la distribución instantánea de la irradiación sobre las
paredes. Al disponerse de un único instrumento, la lectura en todos los orificios consume
demasiado tiempo (en torno a las dos horas, con dos operarios). Consecuentemente, sólo se
debe medirse en la red completa en ocasiones seleccionadas y con el propósito de obtener
perfiles de referencia. Para una determinación rápida del mapa de calor incidente, se diseñó un
plan simplificado que utiliza 40 orificios en la pared trasera y está representado en la figura
A3.2b. Si lo que se intenta detectar es la posición vertical del máximo de irradiación, el esquema
rápido resulta equivalente al completo y el intervalo de medida se reduce a menos de una hora. A
su vez, el análisis de los datos obtenidos demuestra que un plan de 20 orificios en la pared
trasera es prácticamente equivalente al plan anterior con un tiempo de lectura inferior a media
hora. En otras palabras, la relación tiempo y recursos consumidos frente a información obtenida
es favorable a los planes simplificados, que permiten determinar el perfil vertical de irradiación.
Obviamente, sí se están perdiendo ciertos matices (asimetrías, distribución en paredes laterales),
pero se gana fiabilidad al poder realizarse mayor número de lecturas.
2) Estabilidad. Mientras dura una lectura, las condiciones en el interior del hogar han de
permanecer estables. Un control completo de todos los parámetros que pueden intervenir es por
supuesto irrealizable. Es posible no obstante aproximar los requerimientos de estabilidad en
términos de magnitudes medidas en caldera, como resume la siguiente tabla.

CONDICIONES DATOS
Carga de la unidad. Potencia eléctrica bruta
Distribución de fuegos Velocidad relativa de los alimentadores.
Estabilidad en por filas y quemadores Quemadores aislados según parte manual.
aislados.
Combustibles Caudal volumétrico de carbón.
Caudal de gas natural.
Aire de combustión. Exceso de oxígeno salida caldera.
Quemadores aislados según parte manual.
Soplados de pared Codificación de sopladores de pared
Ausencia de Grandes variaciones en Integral o promedio del flujo de calor
el depósito sobre los absorbido.
tubos.
Tabla A3.1. Condiciones de estabilidad durante las medidas de irradiación.
Los criterios de estabilidad en carga, distribución de filas de quemadores de carbón y caudal de
gas natural son los explicados en la sección 3.4. Para el caudal volumétrico de carbón y el
exceso de oxígeno se define la estabilidad como la ausencia de variaciones superiores al 10 % en
la señal. Para el estado de ensuciamiento, la condición es la ausencia de picos característicos de
caída de escoria en la señal global (promedio durante la primera etapa con 13 medidores,
integral para la red completa, v. apartado 3.5). Finalmente, los soplados de hogar se controlan a
través de las correspondientes señales lógicas y es preciso registrar la operación individual de los
quemadores (encendido/apagado, gas/carbón, posición del registro de aire) en un parte diseñado
para ello.
Dado que todos estos parámetros pueden variar rápidamente, la estabilidad es el motivo
principal para acortar la duración de las series. Como tiempo durante el que deben cumplirse los
criterios explicados se toma por exceso un intervalo que comienza media hora antes de la
primera lectura y termina al realizarse la última. Se anota cada medición y la hora en que ésta se
lleva a cabo. La aplicación de los requerimientos de estabilidad se realiza a posteriori, de forma
que se validan todas, parte o ninguna de las lecturas individuales. El orden de medida carece por
tanto de importancia, estableciéndose una secuencia de arriba a abajo por razones de
comodidad y tiempo.
3) Condiciones de referencia. Puesto que uno de los objetivos del estudio es determinar la
relación entre los parámetros de operación y el mapa de calor incidente que resulta, cada serie
de lecturas no está completa sino se especifican las condiciones bajo las que se midió. Estas son,
como ya se ha indicado en el punto anterior: carga (potencia bruta), distribución de fuegos por
filas (velocidades de alimentadores), estado de los 24 quemadores, consumo de gas natural,
exceso de oxígeno, características nominales del carbón y suciedad de las superficies dada por la
medida global de la red de aparatos. A pesar de no ser un parámetro de operación, es preciso
incluir esta última variable, ya que el aislamiento térmico que supone la acumulación de escoria
altera sin duda el perfil de temperaturas de llama y modifica en consecuencia el perfil de
irradiación.

­ 5 mm
α ° 1
(a) (b)
(c)
Figura A3.4 Esquema de las fuentes de error en la medida de la irradiación.
4) Errores. La figura A3.4 esquematiza las diferentes fuentes de error que pueden intervenir en el
procedimiento de medida del calor incidente. En primer lugar (figura A3.4a) el diseño del aparato
no es totalmente adecuado a nuestra geometría de tubos de agua: el factor de visión del extremo
sensor con el interior del hogar no es la unidad: la caña se queda corta. En segundo lugar (figura
A3.4b), se observó tras cada medida un depósito pulverulento de ceniza que llega a ocultar
parcialmente la superficie sensible. Asimismo, también se detectó un visible deterioro a largo
plazo del barniz de absortividad unitaria. Todas estas circunstancias sugieren que la cifra obtenida
es en realidad ligeramente inferior a la magnitud real, ya que la electrónica del aparato supone
alta absortividad (>0,9, Land, 1984c) y una visión completa de 2π estereoradianes. Aunque no
es posible dar una estimación realista del error cometido, estos inconvenientes no alteran la
utilidad de la medida para determinar la distribución relativa del calor incidente, ya que la
desviación será aproximadamente constante para todas las lecturas de una misma serie.
No ocurre lo mismo con el inconveniente más importante. La gran acumulación de depósitos
sobre las paredes hace necesario limpiar los orificios mediante una pértiga metálica antes de
tomar la lectura. Dejando aparte las ocasiones en que la limpieza es imposible debido a la propia
tenacidad o plasticidad del depósito, la escoria que queda situada alrededor del orificio (figura
A3.4c) puede reducir el factor de visión de la superficie sensora, por lo que puede obtenerse una
lectura inferior a la real. El hecho se puso de manifiesto al encontrarse medidas de irradiación
claramente inconsistentes para orificios próximos. Se da además la circunstancia de que no
siempre es fácil apreciar la presencia de estos "túneles" de escoria desde fuera del hogar. Dada la
naturaleza del efecto, la magnitud del error variará desde cero hasta alterar por completo la
medida y será distinta según el grado de deposición en cada zona. En esto reside el problema: no

es posible discernir hasta qué punto una lectura en concreto es incorrecta, salvo que se trate de
un caso extremo o se observe suciedad en el punto de medida. La fusión de escorias severa
añade por tanto una fuerte componente de incertidumbre a la determinación del perfil de
irradiación. Con objeto de minimizarla, el protocolo de medida debe tener las siguientes
características:
1) El plan de medida ha de ser redundante, con más de un orificio en posición central a cada
altura del hogar, figura A3.2.
2) Hay que inspeccionar la limpieza de cada punto de medida e introducir en cualquier caso una
pértiga a fin de desalojar posibles acumulaciones de depósitos.
3) La serie ha de realizarse preferentemente en condiciones de superficies limpias o con poca
acumulación de depósitos. De las características de los fenómenos de escorificación (v. Capítulo
4) se deduce que un momento óptimo para realizar medidas es tras un soplado a carga inferior a
280 MWe mantenida tras carga plena durante más de cuatro horas, pues la limpieza de las
superficies está prácticamente asegurada. A potencia nominal, el único instante aconsejable es
tras la primera media hora a carga estable, momento en que la acumulación de depósitos en las
paredes es todavía limitada. Antes de comenzar las lecturas, es conveniente tomar en cuenta las
medidas de flujo de calor absorbido dadas por la red de sensores, que proporcionan una
distribución por zonas del grado de acumulación de los depósitos. Nótese que se elimina del
estudio la posibilidad de analizar el perfil de irradiación al aumentar la severidad de la
escorificación.
Señalemos que las perturbaciones en la medida del calor incidente o disponible debidas a la
acumulación de depósitos han sido descritas en otros trabajos (Anson et al., 1988; Marr et al,
1984; Winship et al., 1985), pero al parecer, se trata de situaciones de fusión de escorias mucho
más leve y los efectos negativos sobre el funcionamiento del sensor no han sido observados en
toda su extensión. Nuestra experiencia permite afirmar que en calderas con fusión de escorias
severa, cualquier tipo de instrumento sensor del calor incidente que implique una caña de medida
insertada en el hogar presentará el mismo inconveniente que se han encontrado para el Fluxprobe
y, como ya se indicó en la sección 2.1, la utilización en continuo se juzga a priori impracticable.
Censo de datos y evaluación previa.
Los datos disponibles comprenden un total de 40 series, tal como indica la tabla A3.2. Están
divididos en tres etapas. Antes de disponer de la instrumentación fija y de los datos del SAD se
tomaron 15 series de 40 lecturas y 1 medida completa. La segunda etapa coincide con la
primera fase de experimentos y consta de 14 series rápidas de 40 orificios y una de 105 lecturas.
Finalmente, se llevaron a cabo 9 series de 20 orificios durante las pruebas finales. La utilidad de
los datos según los estrictos criterios explicados más arriba se comenta a continuación.
La tabla A3.2a resume las condiciones de estabilidad durante la realización de cada serie. Salvo
excepciones, se observa que son dos las condiciones que frecuentemente no se cumplen. En
efecto, dada la larga duración de los planes de 40 y 105 lecturas, es muy difícil conseguir
condiciones estables en el flujo de calor absorbido en el hogar, es decir, en el estado de limpieza
de las paredes. Igualmente, el modo de operación casi continua de los sopladores agrava este
problema de inestabilidad. Puesto que nunca se toma una lectura junto a un soplador en
funcionamiento, es razonable despreciar la influencia propia del soplado sobre la medida. Sin
embargo, no es posible estimar a priori la alteración debida a la caída de depósitos, lo que obliga
a considerar con reservas la mayor parte de las series de 105 y 40 lecturas. Otras causas de
inestabilidad que obligan a rechazar parte o toda la serie son la pérdida de un molino
(relativamente frecuente en 1990 debido a las mezclas de carbón lavado) y oscilaciones del
exceso de oxígeno que indican un posible cambio de los flujos de aire. La variación de las
características del carbón (estimada por su caudal volumétrico) resultó despreciable en todos los

casos para los que se tienen datos en continuo, por lo que parece justificado suponer estabilidad
también para los datos de la primera etapa.
Las condiciones de operación bajo las que fue obtenida cada distribución se muestran en la tabla
A3.2b. Por brevedad, sólo se explicitan la carga y la disposición de fuegos de carbón por filas.
Es obvio que la cantidad de información disponible no basta para un análisis profundo de cada
uno de los factores que en principio entran en juego, lo que puede dar idea del alto coste que
supondría un estudio de esta clase. Para condiciones como las características del carbón o la
operación separada de cada quemador, este planteamiento carece de sentido. La influencia de
los depósitos en el mapa de irradiación tampoco puede tratarse rigurosamente, ya que la mayor
parte de los datos provienen de observaciones visuales o de la medida promedio de la red
parcial de 13 sensores. A causa de los motivos ya comentados, las series de la última etapa
fueron tomadas nada más alcanzar la carga estable, por lo que todas corresponden a condiciones
de hogar limpio y tampoco reflejan la evolución según el estado de deposición. La mayoría de
las series se llevaron a cabo a carga nominal con distintas distribuciones de quemadores, lo que
permitirá en principio el análisis de las estrategias de redistribución de fuegos que se pretendía.
Será preciso tomar en cuenta para este análisis las demás condiciones de operación, que al variar
de unas series a otras pueden enmascarar las tendencias. También es posible el estudio de
rangos generales para la irradiación sobre las paredes de la cámara. Sólo en este último análisis
podemos esperar certeza estadística, dado el reducido número de datos para cada situación.
La principal limitación de los datos obtenidos se debe al efecto de los depósitos que fue descrito
antes. Después de eliminar las lecturas rechazadas en campo debido a suciedad en el orifico de
medida, casi todas las series presentan además valores incoherentemente bajos si se comparan
con la distribución conjunta. En principio, existe cierto criterio para determinar cuando una
lectura es incorrecta. El mapa de irradiación sobre cada pared debe ser similar a un paraboloide,
con un máximo próximo al centro y disminuyendo suavemente hacia la periferia. Cualquier
depresión centrada en torno a un punto de lectura indica por tanto un posible error. Sin
embargo, nada asegura que la distribución real no presente desviaciones de este comportamiento
teórico idealizado. Mediante un estudio de las medidas positivamente rechazadas debido a
suciedad, se adoptó el criterio de eliminar todos aquellos valores que violaran la condición en
más de unos 150 kW/m 2 . Esto permite eliminar errores, como el que presenta por ejemplo la
siguiente serie, obtenida de izquierda a derecha en los orificios del plano E (plan de 40 lecturas)
el 6 de julio de 1989: 290, 310, 295, 190, 350, 310 kW/m 2 . La tabla A.3.2 indica el número
total de medidas descartadas en cada serie.
Como fácilmente se comprenderá, el procedimiento no da ninguna seguridad acerca de la
bondad de las lecturas retenidas. Además, la magnitud de los posibles errores no eliminados
variará de unos puntos a otros según el grado de acumulación de los depósitos. Por otro lado, la
alteración es casi exclusiva de los orificios centrales por debajo del plano D de sopladores (103
de un total de 108 lecturas deshechadas), y el efecto se sigue observando incluso en condiciones
de caldera limpia según la medida global (planes de 20 lecturas). Aunque la cantidad absoluta de
información perdida es pequeña (7%), resulta que pertenece precisamente a los puntos más
representativos. Todas estas circunstancias hacen que incluso la determinación de los perfiles
relativos de calor incidente sea dudosa y las conclusiones se limiten a estimaciones cualitativas.
Finalmente, una nota positiva. La obstrucción u ocultamiento parcial de orificios de medida de la
irradiación es un indicador del grado de acumulación de los depósitos. Aun no poseyendo la
información necesaria para llegar a conclusiones sistemáticas, nótese como el comportamiento
espacial y temporal descrito en el párrafo anterior constituye la confirmación experimental más
directa del análisis de los fenómenos de escorificación efectuado en el Capítulo 4 a través de las
las medidas de flujo de calor absorbido.

Nª DIA HORAS PLA
N
CONDICIONES DE ESTABILIDAD
ND MW F Q C GN O2 DEP SOP
1 22AGO88 11:15 13:29 40 4 NO ? ? ? ? NO ? ?
2 24AGO88 11:32 12:46 40 5 SI ? ? ? ? SI ? ?
3 25AGO88 11:23 13:50 105 4 SI ? ? ? ? SI ? ?
4 26AGO88 11:38 12:46 40 0 SI SI ? ? ? SI ? ?
5 31AGO88 12:16 13:36 40 2 SI ? ? ? ? SI ? ?
6 01SEP88 11:49 12:54 40 0 SI ? ? ? ? SI ? ?
7 12SEP88 11:40 12:42 40 0 SI SI SI ? SI SI ? ?
8 12SEP88 12:54 13:55 40 0 SI SI SI ? SI SI ? ?
9 15SEP88 12:19 13:17 40 2 ¿SI? ¿SI? ¿SI? ? ¿SI? ¿SI? ? ?
10 15SEP88 13:22 14:12 40 1 NO NO NO ? NO NO ? ?
11 16SEP88 11:24 12:22 40 1 SI SI SI ? SI SI ? ?
12 20SEP88 12:13 13:06 40 0 SI NO NO ? NO ? ? ?
13 21SEP88 11:51 12:49 40 0 SI ˜ SI ˜ SI ? NO SI ? ?
14 21SEP88 13:01 13:56 40 2 SI SI SI ? SI SI ? ?
15 23SEP88 11:17 12:21 40 1 SI SI SI ? SI SI ? ?
16 04OCT88 12:43 13:47 40 8 SI SI SI ? SI SI ? NO
17 29NOV88 11:47 12:40 40 0 SI SI SI SI SI SI NO NO
18 29NOV88 12:43 13:25 40 0 SI SI SI SI SI SI SI SI
19 02DIC88 08:50 09:41 40 2 SI SI SI SI SI SI NO NO
20 07DIC88 20:32 21:34 40 4 SI SI P SI P SI NO ?
21 08DIC88 17:35 18:42 40 3 SI SI SI SI SI SI NO NO
22 13DIC88 13:10 14:09 40 4 SI NO NO SI NO NO SI NO
23 28DIC88 13:06 14:06 40 6 SI SI P SI P SI NO NO
24 09FEB89 13:19 14:16 40 2 SI SI SI SI SI SI NO NO
25 10FEB89 11:43 12:47 40 3 SI SI SI SI SI NO SI SI
26 14FEB89 10:54 12:28 40 6 SI SI SI SI SI NO SI SI
27 15FEB89 12:12 13:10 40 3 SI SI SI SI SI SI NO NO
28 16FEB89 12:25 13:51 40 4 SI SI SI SI SI SI NO NO
29 17FEB89 10:50 11:50 40 4 SI SI SI SI SI SI NO NO
30 19APR89 10:50 14:15 105 7 SI SI SI SI SI SI NO NO
31 06JUL89 10:49 12:03 40 4 SI SI SI SI SI SI ? ?
32 26FEB90 07:55 08:41 20 0 P P P SI P P SI SI
33 26FEB90 11:25 12:04 20 2 P P P SI P P SI SI
34 05MAR90 09:25 10:00 20 0 SI SI SI SI SI SI SI SI
35 07MAR90 19:28 20:00 20 2 SI SI SI SI SI SI SI SI
36 19MAR90 18:13 18:50 20 2 SI SI SI SI SI SI SI SI
37 26MAR90 10:15 10:40 20 0 SI SI SI SI SI NO SI SI
38 02ABR90 09:29 10:08 20 8 SI SI SI SI SI SI SI SI
39 02ABR90 11:48 12:24 20 7 SI SI SI SI SI SI SI SI
40 16ABR90 10:44 11:21 20 5 SI SI SI SI SI SI SI SI
Tabla A3.2a. Censo de datos: estabilidad. Clave: P: parte de las lecturas en condiciones

estables; ND: número de medidas rechazadas; MW: carga de la caldera; F: quemadores de
carbón por filas; Q: quemadores aislados; C: características del carbón; GN: caudal de gas
natural; O 2 : concentración de oxígeno a la salida de la caldera; DEP: estado de suciedad de las
paredes; SOP: soplados de hogar.
Nª DIA HORAS PLA
N
CONDICIONES DE OPERACION
ND MW F Q C GN O2 DEP
1 22AGO88 11:15 13:29 40 4 ? ? ? ? MAN
2 24AGO88 11:32 12:46 40 5 350 ? ? ? ? CON MAN
3 25AGO88 11:23 13:50 105 4 350 ? ? ? ? CON MAN
4 26AGO88 11:38 12:46 40 0 300 A ? ? ? CON ?
5 31AGO88 12:16 13:36 40 2 350 ? ? ? ? CON MAN
6 01SEP88 11:49 12:54 40 0 350 ? ? ? ? CON MAN
7 12SEP88 11:40 12:42 40 0 350 I CON ? CON CON MAN
8 12SEP88 12:54 13:55 40 0 350 I CON ? CON CON MAN
9 15SEP88 12:19 13:17 40 2 350 I CON ? CON CON MAN
10 15SEP88 13:22 14:12 40 1 ? MAN
11 16SEP88 11:24 12:22 40 1 210 a,c CON ? CON CON ?
12 20SEP88 12:13 13:06 40 0 210 ? ? ?
13 21SEP88 11:51 12:49 40 0 350 E CON ? CON MAN
14 21SEP88 13:01 13:56 40 2 350 E CON ? CON CON MAN
15 23SEP88 11:17 12:21 40 1 350 E CON ? CON CON MAN
16 04OCT88 12:43 13:47 40 8 350 I CON ? CON CON MAN
17 29NOV88 11:47 12:40 40 0 285 F CON CON CON CON CON
18 29NOV88 12:43 13:25 40 0 285 F CON CON CON CON CON
19 02DIC88 08:50 09:41 40 2 354 I CON CON CON CON CON
20 07DIC88 20:32 21:34 40 4 353 I CON CON CON CON CON
21 08DIC88 17:35 18:42 40 3 353 I CON CON CON CON CON
22 13DIC88 13:10 14:09 40 4 350 CON CON
23 28DIC88 13:06 14:06 40 6 354 I CON CON CON CON CON
24 09FEB89 13:19 14:16 40 2 352 B CON CON CON CON CON
25 10FEB89 11:43 12:47 40 3 354 E,B CON CON CON CON
26 14FEB89 10:54 12:28 40 6 353 F,B CON CON CON CON
27 15FEB89 12:12 13:10 40 3 353 I CON CON CON CON CON
28 16FEB89 12:25 13:51 40 4 353 I CON CON CON CON CON
29 17FEB89 10:50 11:50 40 4 353 F CON CON CON CON CON
30 19APR89 10:50 14:15 105 7 353 I CON CON CON CON CON
31 06JUL89 10:49 12:03 40 4 350 I CON CON CON CON MAN
32 26FEB90 07:55 08:41 20 0 350 I CON CON CON CON CON
33 26FEB90 11:25 12:04 20 2 351 I CON CON CON CON CON
34 05MAR90 09:25 10:00 20 0 352 I CON CON CON CON CON
35 07MAR90 19:28 20:00 20 2 353 F,B CON CON CON CON CON
36 19MAR90 18:13 18:50 20 2 354 E CON CON CON CON CON
37 26MAR90 10:15 10:40 20 0 354 A CON CON CON CON
38 02ABR90 09:29 10:08 20 8 353 I CON CON CON CON CON
39 02ABR90 11:48 12:24 20 7 353 F CON CON CON CON CON

40 16ABR90 10:44 11:21 20 5 353 I CON CON CON CON CON
Tabla A3.2B. Censo de datos: condiciones de referencia. Clave: CON: condiciones
conocidas; ND: número de medidas rechazadas; MW: potencia eléctrica bruta en MW; F:
quemadores de carbón por filas (I: filas igualadas; x,y: filas X e Y apagadas; X,Y: filas X e Y a
baja carga; definiciones en apartado 3.4); Q: quemadores aislados; C: características del carbón;
GN: caudal de gas natural; O 2 : concentración de oxígeno a la salida de la caldera; DEP: estado
de suciedad de las paredes (MAN: observación visual).
A3.2 RESULTADOS Y CONCLUSIONES
Técnicas de representación.
Los mapas de isolineas que se presentan en este apartado han sido obtenidos a partir de las
lecturas de irradiación mediante técnicas de interpolación suave (IMSL, 1984) y algoritmos de
dibujo de curvas de nivel (CCUZ, 1987). Es necesario precisar que, puesto que muchas de las
distribuciones obtenidas carecen de las lecturas en los orificios centrales, su visualización a través
de un mapa de isolineas puede resultar falaz. Por ello, esta técnica de representación se ha
reservado para la composición de distribuciones y para los casos en que la serie está completa o
sólo falta lectura en orificios aislados.
Generalidades sobre la irradiación en las paredes de agua.
La figura A3.5 muestra la medida completa más fiable de que se dispone. Corresponde además
al modo normal de operación a plena carga, con todos los quemadores funcionando al mismo
ritmo y sin combustible de apoyo. El carbón consistía en mezclas de lignito sin lavar más hulla,
desconociéndose la proporción exacta. Puede observarse como la distribución en las tres
paredes se ajusta a lo esperado tenido en cuenta el factor de visión, con máximos a la altura del
plano B para la pared izquierda, C y D para la pared derecha y entre los planos B y C para la
pared trasera. El mapa es ligeramente asimétrico, sin que se observe ninguna tendencia marcada.
Es representativa la disposición de medidas descartadas, que para esta serie se sitúan por debajo
del plano D en la parte central.
Todas las medidas (planes de 20, 40 y 105 lecturas) a carga plena, filas de quemadores
igualadas y condiciones estables salvo limpieza y soplados constituyen un total de 12 series
completas y 4 series parciales cuya composición se presenta en la figura A3.6. Los valores
máximos y mínimos, figuras A3.6a y A3.6c respectivamente, permiten establecer un rango para
el calor incidente en esta caldera que va de más de 600 kW/m 2 en la parte central de las paredes
a menos de 200 kW/m 2 en las esquinas. Lo ya comentado respecto a errores debidos a
convección y factor de forma impiden una mayor precisión. El mapa de isolineas que resulta de
los valores medios está dibujado en la figura A3.6b. Nótese que se han combinado lecturas
obtenidas para una amplia variedad de combustibles, flujos de aire y grado de acumulación de
depósitos, por lo que se trata tan sólo de un perfil representativo de las condiciones típicas que
existen en las paredes del hogar. Esta distribución promedio confirma que el máximo de
irradiación parece centrarse en condiciones de filas igualadas entre los planos B y C: los picos de
irradiación se producen por encima de la parte central del cinturón de quemadores.
A cargas parciales resultan significativos los mapas representados en la figura A3.7. El máximo
de irradiación baja hasta 400 kW/m 2 a 280 MWe y hasta 375 kW/m 2 a 210 MWe. La
distribución depende naturalmente de la configuración de filas, ya que la caldera se hace
funcionar a baja carga parando molinos de carbón. Los distintos efectos sobre la irradiación
pueden observarse comparando las figura A3.7a y b. Con las filas de quemadores de carbón A

y C apagadas, el perfil parece concentrarse en el centro del cinturón, mientras que hacer
funcionar el molino F a baja carga desplaza el máximo de la irradiación a alturas superiores.
Análisis previo de estrategias de redistribución de fuegos.
El hecho de que el máximo de irradiación a carga plena se produzca a gran altura dentro del
hogar es posiblemente debido al efecto aislante de grandes acumulaciones de depósitos. Por ello,
es probable que resulte difícil disminuir significativamente la irradiación por debajo del plano D,
lo que constituye el objeto de las maniobras de redistribución de fuegos practicadas en la
Central. Puesto que se dispone de pocos datos, discutiremos todos los casos que pueden
estudiarse. Con objeto de eliminar diferencias debidas al tipo de carbón o al estado de los
quemadores, únicamente se compararán entre sí series pertenecientes a una misma etapa.
La figura A3.8 presenta dos mapas de calor incidente obtenidos a carga nominal con las filas de
quemadores igualadas en distintas condiciones de deposición. Puesto que todas las demás
condiciones son similares, la comparación de las dos distribuciones sugiere que la progresiva
acumulación de depósitos desplaza el máximo del centro del cinturón a los planos B y C. Si se
maneja el molino E a baja carga, figura A3.9, el máximo vuelve a la altura media de la pared.
Parece por tanto poco adecuado retirar fuegos directamente enfrente de la zona de mayor
escorificación.
Los datos de la segunda etapa permiten confirmar esta conclusión y también estimar
cualitativamente los efectos de maniobrar con las filas inferiores. Como referencia, se han
compuesto las medidas realizadas en condiciones normales de operación (350 MWe y molinos
igualados), pertenecientes a 6 series completas y una parcial en condiciones estables. El perfil
típico se presenta en la figura A3.10. Resulta similar al perfil general, con el máximo situado algo
más abajo. Las distribuciones obtenidas al retirar combustible de diferentes filas de carbón se
muestran en la figura A3.11. Para los casos de molino F ó molinos F y B a carga reducida, figura
A3.11a y b respectivamente, la falta de gran número de lecturas impide establecer conclusiones
firmes. No obstante, las medidas sugieren que la posición del máximo se alza ligeramente, pues
la irradiación disminuye a las alturas de los planos inferiores y aumenta en el nivel A. En cualquier
caso, la variación es de pequeña magnitud. Por otro lado, se confirma que las maniobras con las
filas centrales hacen descender la posición del pico de calor incidente a la posición central del
cinturón de quemadores, como indican las medidas de la figura A3.11c, obtenidas con las filas E
y B a carga reducida. Nótese que existen condiciones de inestabilidad en las medidas
presentadas.
La figura A3.12 muestra la única distribución completa a carga nominal y molinos igualados
obtenida en 1990. El perfil concuerda con la hipótesis de que la causa de la elevación del
máximo de irradiación es el grado de acumulación de depósitos, ya que fue obtenida con el
hogar limpio y presenta el pico a la altura media. No obstante las condiciones de operación
incluyen consumo de gas natural, por lo que hemos de considerar precavidamente esta
conclusión. Por desgracia, el resto de las series comparables a ésta presentan inestabilidades o
lecturas incorrectas en posición central. La figura A3.13 ilustra el efecto de disminuir la carga de
los molinos inferiores si se compara con la anterior. La disminución de carga en el molino A en
condiciones de hogar limpio eleva en un nivel el máximo, figura A3.13a. Las lecturas con la fila F
a baja carga, figura A3.13b, parecen indicar de nuevo un claro desplazamiento hacia alturas
superiores, pero nótese que el hogar también está más sucio, de forma que posiblemente se estén
mezclando dos efectos. Finalmente, la distribución de la figura A3.13c señala que la retirada de
combustible de las filas F y B produce el desplazamiento más acusado cuando hay poca
acumulación de escoria.

ANEXO 4: SISTEMA INFORMATICO
La toma de datos se llevó a cabo en un DEC μVAX II con sistema operativo VAX/VMS
versiones 5.2 y 5.3. Los programas de toma se escribieron en VAX FORTRAN.
Los códigos desarrollados para el análisis de datos (un total de 65, distribuidos en 436 módulos)
son VAX FORTRAN en el entorno VAX/VMS versión 5.2. Dados los niveles de incertidumbre
manejados, se utilizaron reales de precisión sencilla, exceptuando los cálculos de composición
global de estadísticas, que disminuyen el error acumulado mediante variables reales de 8 bytes.
Los archivos son secuenciales y sin formatear (salvo los que integran la base de datos), lo que
responde a la necesidad de clasificación ordenada del registro para su visualización directa. Por
ello y para tareas menores de comparación y conteo, también se usaron comandos DCL del
sistema operativo VAX/VMS y el editor EDT. Se utilizaron el paquete gráfico VAX-11 RGL
versión 1 y la biblioteca de rutinas matemáticas y estadísticas IMSL versión 9.2. El ordenador es
un DEC VAX Station 3100.

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