CARACTERIZACIÓN DEL SISTEMA DE MOLIENDA DE CARBÓN ...

CARACTERIZACIÓN DEL SISTEMA DE MOLIENDA DE
CARBÓN PULVERIZADO DE UNA CENTRAL TÉRMICA
MEDIANTE SIMULACIÓN CFD
E. Domingo, I.Arauzo, A. Gil, I. Iranzo,
Centro de Investigación del Rendimiento de Centrales Eléctricas (CIRCE)
Centro Politécnico Superior, Universidad de Zaragoza
1. Introducción
El sistema de molienda es uno de los equipos auxiliares más importantes de los instalados
en una central térmica. Su funcionamiento afecta directamente al rendimiento de caldera dado
que es el responsable de la preparación del combustible. Su consumo supone de un 10 a un 25
% del consumo total de auxiliares.
El control y el análisis de los parámetros característicos del molino es muy difícil cuando se
trata de trabajar con instalaciones reales. En algunas ocasiones puede disponerse de una
instalación experimental, con molinos de pequeño tamaño construidos expresamente para la
caracterización del comportamiento y su posterior escalación. En estos casos los molinos
experimentales suelen tener una relación de tamaños que varía de 1:10 a 1:5 respecto del equipo
real. Durante estos estudios puede disponerse de información mucho más completa y fiable que
la habitual en una planta industrial. Sin embargo, a la hora de una aplicación práctica surgen
inconvenientes importantes, debido principalmente al alto coste de la investigación relacionada
con la modelización de una instalación en concreto. Por otra parte, existen factores de
importancia como son la influencia del desgaste de las piezas de molienda que no suelen
estudiarse en este tipo de trabajos, pero que pueden ser de gran importancia en una instalación
real.
Uno de los factores más relevantes del funcionamiento de los molinos es la distribución de
caudal de carbón a quemadores. En las actuales instalaciones para producción de energía
eléctrica un molino de carbón pulverizado alimenta a un cierto número de quemadores,
habitualmente entre cuatro y seis (Scott 1995 [1]). Las desigualdades en la distribución de
caudal pueden tener efectos tan negativos como la escorificación o la inestabilidad de llama en
el proceso de combustión (Scott 1995 [1]). Este es un tema que no suele tratarse en los trabajos
sobre modelos avanzados de calderas de carbón pulverizado. Las referencias sobre medidas en
planta son también escasas debido a la complejidad del proceso de medida y la escasa
repetibilidad de los ensayos.
En este trabajo se presenta un modelo de simulación avanzado para la determinación de la
distribución de caudal entre conductos de salida de molinos mediante la utilización de técnicas
de fluido dinámica computacional. La simulación se ha aplicado a los molinos instalados en la
1

Central Térmica de Teruel y los resultados obtenidos han sido validados con ensayos realizados
en planta.
2. Descripción de la instalación
La Central Térmica Teruel tiene tres grupos gemelos de 350 MWe alimentados por carbón
pulverizado. Las calderas son de fuegos frontales, circulación natural, una etapa de
recalentamiento y tiro equilibrado. La temperatura de vapor se controla por medio de
atemperaciones de vapor para el vapor sobrecalentado y mediante compuertas de regulación de
gases para el vapor recalentado. Algunos datos nominales son para el vapor principal: caudal
1090 t/h, presión: 169 kgf/cm 2 , temperatura:540 ºC y para el vapor recalentado: caudal 960 t/h,
presión: 40 kgf/cm 2 , temperatura: 540 ºC. La disposición de la caldera está representada en la
figura 1.
zona
radiante
paredes de
agua
Quemadores molino D
Quemadores molino C
Quemadores molino E
Quemadores molino B
Quemadores molino F
Quemadores molino A
SH2
hogar
SH3
2
SH1
EC2
EC1
HRZ
RH
zona
convectiva
SH = sobrecalentador
RH = recalentador
HRZ = zona de recuperación de calor
EC = economizador
Figura 1. Esquema de la caldera C.T.Teruel.
Respecto al sistema de molienda instalado en la C.T.Teruel (figura 2), hay que distinguir
dos flujos: aire y carbón. El circuito aire- gases está constituido por los líneas idénticas en
paralelo que se denominan A y B.
Los ventiladores de tiro forzado (VTF) impulsan el aire de combustión hacia la caldera. El
aire impulsado por el VTF se separa en dos flujos, el 35 % aproximadamente como aire
primario y el resto como aire secundario. El aire primario se utiliza como fluido de transporte y
secado del carbón pulverizado. El aire secundario se introduce a la caldera, después de una
etapa de precalentamiento. El aire primario llega hasta los ventiladores de aire primario que le
proporcionan un aumento de presión. A la salida del ventilador el flujo se divide en dos nuevas
corrientes: aire caliente (aire primario intermedio) y aire frío (aire de atemperación). El aire
caliente pasa por el precalentador de aire primario. El aire caliente y el aire de atemperación se
mezclan y son introducidos en el molino. Las características de operación del sistema de
molienda se muestran en la tabla 1.

Aire
atmosférico
Aire
atmosférico
Aire
secundario
VTF B VAP B
Aire
secundario
Aire
primario
VTF A VAP A CAV
VTF = Ventilador de tiro forzado
VAP = Ventilador de aire primario
CAV = Calentadores aire – vapor
1 = Regulación de caudal de aire de atemperación
2 = Regulación de caudal de aire total al molino
4 = Aire de cierres
5 =Aire de fugas
CAV
Aire
primario
Aire de
atemperación
Precalentador A
Precalentador B
Aire de
atemperación
3
Colector común de aire caliente
1 Molino 1
3
2
5
1
4
Molino 2
3
2
4
5
1 Molino 3
3
2
4
5
1 Molino 4
3
2
5
1
4
Molino 5
3
2
5
1
4
Molino 6
3
2
5
4
Figura 2. Sistema de molienda instalado en la C.T.Teruel.
Tabla 1. Características de operación del sistema de molienda (valores de diseño)
Característica de operación Escenario 1 Escenario 2 Escenario 3
Tipo de carbón Subbitum Subbitum Subbitum
PCS (kcal/kg) 3915 3119 3119
HGI 60 60 60
Humedad total (%) 20.60 23.8 23.8
Humedad superficial (%) 12.35 15.55 15.55
Tamaño de carbón (mm) 51 51 51
Carga unidad (%carga total) 100 100 50
Nº molinos en servicio 5 6 4
Caudal de carbón por molino (kg/s) 15 9.9 7.7
% carbón pulverizado a través del tamiz de 300 μm 98 >98 >98
% carbón pulverizado a través del tamiz de 75 μm 70 75 76
Consumo eléctrico por molino (kW) 453 453 453
Presión de molienda, molino lleno (MPa) 21.4 21.4 21.4
Presión de molienda, plena carga (MPa) 34.5 34.5 34.5
Caudal de aire por molino (kg/s) 18-22 18-22 18-22
Temperatura aire-carbón pulverizado a la salida del
molino (ºC)
70-80 70-80 70-80
El sistema de molienda instalado en la C. T. Teruel consta de seis molinos verticales de
rodillos en planetario, del tipo MB-23 (figura 3) suministrados por Foster Wheeler [2]. Cada
molino tiene un clasificador estático que puede ser ajustado manualmente a 10 posiciones. El
carbón cae a la mesa de molienda proveniente del alimentador, los rodillos lo trituran y el aire

primario, que entra por el conducto situado debajo de la mesa de molienda se encarga de secar
el carbón pulverizado y transportarlo hasta la zona de clasificación del molino. Las partículas de
mayor tamaño no son arrastradas y caen a la zona de molienda. El nuevo flujo pasa a la zona de
clasificación primaria dónde están situados los álabes que regulan la sección de paso, en esta
zona se realiza una nueva selección del carbón que irá a caldera.
Los seis molinos se identifican con letras que van desde la A hasta la F y su situación
corresponde a un orden alfabético siendo el A el que está situado el primero a la izquierda y el
molino F el que está situado más a la derecha. Cada uno de los molinos alimenta una fila de
cuatro quemadores cada una, la distribución de cada fila está representada en la figura 1.
Carbón
pulverizado
3. Simulación CFD
Entrada de carbón bruto
4
ZONA DE
CLASIFICACIÓN
ZONA DE
MOLIENDA
Figura 3. Molino Foster-Wheeler MB-23.
3.1 Herramienta empleada para la simulación
La fluidodinámica computacional, conocida como CFD (Computational Fluid Dynamics),
permite reproducir el comportamiento de sistemas en los que se ven implicados movimientos de
fluidos, transferencia de calor o fenómenos asociados como reacciones químicas o radiación,
por medio de la resolución numérica de las ecuaciones que describen estos fenómenos. La
técnica es muy potente y engloba un gran número de aplicaciones a situaciones tan diversas
como por ejemplo ingeniería del automóvil o equipos eléctricos y electrónicos.
Debido a las necesidades de facilitar la labor de manejo de los códigos CFD, todos los

paquetes comerciales disponen de tres bloques principales que agrupan los pasos de cualquier
aplicación de este tipo [3]: pre-procesador, procesador y post-procesador.
Durante la etapa de preprocesamiento se introducen todos los parámetros y variables
necesarias para definir completamente el problema. El pre-procesador es el responsable de
traducir toda la información introducida por el usuario a un lenguaje comprensible para el
procesador.
Las fases de esta etapa son: definición de la geometría de la región estudiada (mediante
software de diseño gráfico tipo CAD), generación del mallado del dominio, selección de los
fenómenos físicos y químicos que necesitan ser modelados, definición de las propiedades del
fluido y por último especificación de las condiciones de contorno. Más del 50 % del tiempo
necesario para desarrollar un proyecto industrial con CFD es empleado en la definición de la
geometría y en la generación de la malla [3].
Con respecto al procesador su labor principal es resolver numéricamente el sistema de
ecuaciones generado y conseguir una solución en cada nodo del mallado. Los resultados
obtenidos, después de ejecutar el procesador, consisten en un enorme volumen de datos
numéricos. Los resultados se presentan en forma de ficheros preparados para ser consultados
por el usuario o utilizarlos como fichero de entrada del post-procesador.
Durante la etapa del postprocesamiento se realiza la visualización de los resultados
obtenidos tras la resolución de las ecuaciones planteadas. Además de los gráficos, todos los
paquetes comerciales producen ficheros de salida alfanuméricos y disponen de utilidades que
facilitan la posterior manipulación de los resultados en un entorno externo al código CFD.
El código CFD utilizado en este caso es el CFX 4.3 que ha sido desarrollado por CFX
International AEA Technology [4].
3.1 Generación de la geometría
La mecánica de fluidos computacional se presenta como una magnífica herramienta de
apoyo en la caracterización del funcionamiento de equipos industriales. En este trabajo se ha
modelizado la zona de clasificación y los conductos de cada uno de los molinos instalados.
Cada molino consta de cuatro conductos que conducen la mezcla aire - carbón pulverizado
desde la salida del molino hasta los quemadores. El número total de conductos es de
veinticuatro. La principal problemática que provoca esta disposición es debida a la gran
cantidad de conductos de transporte que existen. Esto supone que la distribución geométrica de
todos ellos no sea sencilla de diseñar. Para poder conectar todos los conductos a sus quemadores
correspondientes, sin que existan interferencias entre ellos, hace falta dotar a dichos conductos
de un número, más o menos elevado, de singularidades. Dichas singularidades consisten en
codos de diferente ángulo y radio, que permiten adaptar los conductos al espacio existente. El
número y disposición de estos codos en cada conducto, son algunas de las causas de que existan
5

diferencias en las pérdidas de presión que se dan en cada uno de ellos. Las peculiaridades
geométricas de los conductos se pueden ver por ejemplo en la figura 4 donde están
representados los conductos correspondientes a los molinos A (situado a la izquierda de la
instalación) y D (situado en el centro).
Figura 4. Alzado y planta de la geometría correspondiente a los molinos A y D (simulación).
En el caso de la zona de clasificación la principal dificultad que existe al reproducir dicha
zona es debida a la presencia de los alabes. El número total de alabes que existen en la corona
de clasificación es de 20. Cada uno de estos álabes abarca un ángulo de 18º en dicha corona.
Con la geometría diseñada es posible reproducir las distintas posiciones que pueden adoptar los
alabes.
La complicada geometría de la zona de clasificación, impide conocer con exactitud las
condiciones de velocidad y de presión con las que el flujo llega a la entrada de los conductos de
transporte. Por esta razón, es necesario reproducir la geometría de dicha zona de clasificación,
para que sea el propio código CFD el que calcule las condiciones del flujo en dichas secciones.
Además al reproducir conjuntamente los cuatro conductos de transporte de cada molino, junto
con su correspondiente zona de clasificación, será el propio código el que, al resolver las
ecuaciones que describen el proceso, obtenga un valor para la distribución del caudal por cada
conducto, siendo éste el objetivo último del estudio realizado.
La generación de la geometría se lleva a cabo con el programa CFX-Build [4] integrado
dentro del preprocesador. En primer lugar se introducen las coordenadas de la estructura a
reproducir partiendo de los planos disponibles en la C. T. Teruel. La geometría es generada
6

mediante un multibloque, el programa entiende la estructura creada como un conjunto de
sólidos independientes. En el fichero de texto generado a partir del programa se introduce un
código interno que permite al usuario variar la posición de los alabes para cada caso en
concreto. En la figura 5 se muestran la estructura exterior e interior del clasificador.
Figura 5. Estructura interna y externa del clasificador (simulación).
Cuando ya se ha creado la geometría de los distintos sólidos que constituyen la estructura y
se fijan las condiciones geométricas de contorno. Estas condiciones en el caso analizado son:
superficie de entrada en la parte inferior del clasificador, superficies de salida en la parte final
de los conductos y cada uno de los alabes queda definido como un sólido.
El último paso es el mallado de la geometría. En este proceso el usuario fija la posición de
los nodos en las zonas más complicadas de la geometría y el programa malla a partir de todos
los nodos. El mallado del clasificador consta de 373.000 nodos. En la figura 6 se representa el
mallado del clasificador para dos posiciones distintas de los alabes.
Figura 6. Mallado del clasificador. Corte diametral (a), y corte transversal a la altura de los álabes
para dos posiciones del mismo: Pos 10: α= 90º (b) y Pos. 7: α= 63º (c); donde se aprecia el giro de los
álabes del clasificador.
3.2 Condiciones elegidas para la simulación
Para poder realizar el estudio es necesario establecer unas hipótesis iniciales, que parten
de considerar que las condiciones de funcionamiento en el interior del molino garantizan una
7

mezcla homogénea del flujo de aire y de carbón pulverizado en toda la sección transversal del
molino. Esta hipótesis se justifica por la velocidad a la que giran las ruedas de molienda en el
interior del molino. Los molinos verticales de rodillos en planetario, como los existentes en la
C. T. Teruel, suelen tener una velocidad fija para su elemento móvil, en este caso la mesa de
molienda. El rango en el que suelen funcionar este tipo de molinos, según diseño [5], está entre
75 y 225 rpm. Dicha velocidad es suficiente para garantizar que la turbulencia generada en el
interior del molino, debida al giro de las ruedas de molienda, es capaz de conseguir una mezcla
del aire de transporte y del carbón pulverizado suficientemente homogénea. Apoyándose en la
suposición anterior, se obtiene un flujo homogéneo que accede a la zona de clasificación del
molino.
Otra hipótesis que se ha realizado ha sido considerar que el carbón pulverizado ya ha
sido secado por el aire primario en el interior de la zona de molienda. De esta forma puede
afirmarse que el flujo aire y carbón pulverizado tiene una temperatura estable, es decir, el flujo
es isotermo y por lo tanto, la transferencia de calor con el ambiente, que se da durante el
transporte del carbón es despreciable.
El flujo que entra al clasificador se puede considerar de alta turbulencia (Re>10 5 ) y en
fase diluida (ρ carbón/ρ aire >10 3 )[6]. Para el cálculo del caudal de fluido de transporte se utiliza la
velocidad del aire en los conductos de salida de molinos hacia quemadores (Gill, 1984 [7],
Smith et al., 1992 [8]). Esto es debido a que el volumen ocupado por las partículas de carbón es
despreciable, debido a la diferencia de densidades. Para las condiciones de operación de la C. T.
Teruel, la relación entre los caudales másicos de fluido y carbón es alrededor de 2, con lo que el
volumen ocupado por el carbón es del orden de dos mil veces menor que el ocupado por el aire
(V aire/V carbón=(Q aire/ρ aire)·(Q carbón/ρ carbón) ≈·2000).
El reducido tamaño de la distribución de partículas (98% menor de 150 micras) y la
estructura aleatoria de los torbellinos hace que las partículas colisionen con los torbellinos
turbulentos siendo dispersadas hacia otras zonas. Los torbellino son arrastrados por la corriente
principal del gas pero las partículas pueden pasar de uno a otro (trayectorias cruzadas). Para
modelizar este fenómeno se incluye en la simulación un modelo de dispersión turbulenta [9].
Con respecto al flujo bifásico desarrollado en el clasificador se ha empleado la metodología
Euleriana para la fase gas (ecuaciones de Navier Stokes y modelo de turbulencia κ-ε, [6],[10]) y
Lagrangiana para la resolución de las ecuaciones de movimiento de la partícula.
Como condiciones de contorno en la entrada es necesario imponer: la velocidad normal a
la superficie de entrada (calculada a partir de la densidad del fluido y del área de entrada), la
intensidad turbulenta y la longitud de disipación característica de la geometría analizada. Para la
fase sólida los parámetros requeridos son: caudal y velocidad de entrada, número de tamaños de
partículas y distribución granulométrica del carbón pulverizado. Dicha granulometría viene
expresada en función de una distribución de Rosin – Rammler que calcula la fracción
8

volumétrica (VF) de partículas de diámetro (dp) que queda retenida en el tamiz de diámetro (d)
según: VF(dp>d)=100 · exp(-(d/K) n ) [11].
En la salida se ha impuesto condición de presión. Se ha especificado presión cero como
nivel de referencia para poder calcular las perdidas de carga en conductos.
4. Resultados de la simulación
Los resultados de la simulación permiten la evaluación del funcionamiento de los molinos
para unas condiciones de operación características elegidas por el usuario del modelo.
En primer lugar es posible predecir cuál es la evolución del flujo en el interior del
clasificador. En el caso de que el clasificador esté completamente abierto (posición 10), se ha
observado que el perfil de velocidades es simétrico (figura 7). Sin embargo, cuando se cierra
parcialmente el clasificador (posición 7), el flujo se modifica significativamente (figura 8). Se
produce una mayor aceleración en la zona de los alabes, lo que produce un aumento de caída de
presión global. Las zonas de mayor velocidad resultan ser las de entrada a los conductos, por
ello son éstas las zonas más propensas a sufrir un mayor desgaste por erosiones por las
partículas de carbón.
Figura 7. Campo de velocidades en el clasificador. Clasificador totalmente abierto
Figura 8. Campo de velocidades en el clasificador. Clasificador parcialmente cerrado
9

La posición que adoptan los alabes junto con las características geométricas de los
conductos dan lugar a una desigual distribución del caudal aire carbón pulverizado que entra por
cada nivel de quemadores. La evaluación experimental de dicha heterogeneidad es muy
complicada. Es necesario un elevado número de medidas con el consiguiente coste económico y
temporal. Un método ampliamente utilizado en la evaluación del reparto es el cálculo
aproximado de la distribución de caudales utilizando los coeficientes de pérdida de carga
experimentales tomados de la bibliografía [12]. Este método se aplicó paralelamente a la
resolución computacional mediante código CFD.
Los resultados obtenidos con el programa CFD permiten obtener una distribución del
caudal aire – carbón pulverizado entre los conductos de cada uno de los molinos instalados en la
C.T.Teruel. Tal y como se muestra en la figura 9 no existen desigualdades apreciables de caudal
entre los conductos lo que está de acuerdo con las previsiones iniciales (Qmedio=Qtotal/4).
conducto
conducto
conducto
4
3
2
1
4
3
2
1
Molino A
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2
4
3
2
1
Qconducto(kg/s)/Qmedio(kg/s)
Molino C
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2
Qconducto(kg/s)/Qmedio(kg/s)
Molino E
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2
Qconducto(kg/s)/Qmedio(kg/s)
10
conducto
conducto
conducto
4
3
2
1
4
3
2
1
4
3
2
1
Molino B
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2
Qconducto(kg/s)/Qmedio(kg/s)
Molino D
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2
Qconducto(kg/s)/Qmedio(kg/s)
Molino F
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2
Qconducto(kg/s)/Qmedio(kg/s)
Figura 9. Distribución de caudal aire – carbón pulverizado entre conductos.
Paralelamente a la simulación se realizaron medidas experimentales de presión y de
temperatura, para la determinación de caudal en los conductos de los molinos E y C del grupo I
de la central. Dichas medidas se realizaron utilizando un tipo Pitot tipo S fabricado según norma

ISO 10780. La comparación de los resultados obtenidos con el cálculo teórico, medidas
experimentales y resultados del programa CFD es la que aparece en la figura 10. Se observan
desviaciones significativas entre la distribución de caudal producto de la determinación de las
perdidas de carga entre conductos y los caudales procedentes de las medidas en planta y del
programa CFD.
conducto
4
3
2
1
Molino E
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4
Qconducto(kg/s)/Qmedio(kg/s)
11
Aproximado
Experimental
CFD
Figura 10. Distribución de caudal entre los conductos del molino E: resultados de cálculo
aproximado, experimentales y CFD.
5. Conclusiones
El sistema de molienda de una Central Térmica es un elemento fundamental ya que su
funcionamiento afecta directamente al proceso de combustión. Las especiales características del
sistema y en especial de los molinos (geometría complicada, gran número de componentes...)
hacen muy difícil su estudio. La posibilidad de realizar medidas experimentales es inviable en la
mayoría de los casos ya que el elevado coste de personal y las propias dificultades del proceso
de medida se traducen en un alto coste económico y temporal.
En el caso que nos ocupa se ha determinado la distribución del fluido entre los conductos
de un mismo molino. Los resultados obtenidos para los molinos instalados en la Central
Térmica de Teruel mediante esta técnica están en un razonable acuerdo con las medidas
experimentales realizadas en dicha planta.
Este es solo un ejemplo de las amplias posibilidades de la simulación, el modelo de los
molinos permitirá otro tipo de determinaciones como por ejemplo influencia de la posición del
clasificador en la distribución del caudal, distribución granulométrica de entrada a la caldera,
etc. . En resumen la utilización de programas CFD se convierte en un procedimiento muy útil
tanto el análisis del comportamiento de sistemas de molienda en instalaciones reales como para
la integración de estos resultados en modelos más generales que incluyan a la caldera.

Agradecimientos
Agradecemos al personal de la Central Térmica Teruel, al departamento de I+D de
ENDESA GENERACIÓN S.A. por haber hecho posible este trabajo y por todas las facilidades
prestadas. Nuestro reconocimiento a Carlos Segura por sus importantes aportaciones en el
comienzo de este trabajo.
Nomenclatura
d diámetro (μm).
dp diámetro de partícula (μm).
n constante de RRB (adimensional).
HGI índice de grindabilidad Hardgrove (adimensional).
K constante de tamaño de la distribución de RRB (μm).
PCS potencia calorífica superior del carbón (kcal/kg).
Qaire caudal másico de aire (kg/s).
Qcarbón
Vaire
caudal másico de carbón (kg/s).
volumen de aire (m 3 Vcarbón
).
volumen de carbón (m 3 ).
VF fracción volumétrica (%).
Referencias
[1] Scott, H. D., 1995. “Coal pulverisers performance and safety”. IAECR/79, London, UK.
IEA Coal Research. Junio 1995.
[2] Foster Wheeler, 1975. “MB pulverizers. Operating Instructions”. Form No. 156-31.
Generadores de vapor Foster Wheeler, S.A.
[3] Versteeg, H. K. & Malalasekera, W. “An introduction to Computational Fluid Dynamics”.
Longman (1995).
[4] AEA Technology plc., Manuales de usuario de CFX 4.3 (1998).
[5] Foster Wheeler, 1974. “Empresa Nacional de Electricidad, S.A. Teruel Powerplan Units 1,2
&3. Steam Generator Porposal No. 0-2-79024”. Foster Wheeler Energy Corporation.
[6] Fan L.S., Zhu C., “Principles of Gas-Solid Flows”. Cambridge Series in Chemical
Engineering, (1998).
[7] Gill, A.B., 1984. “Power Plant Performance”. Buttherworths, 1984. pp. 347-353.
[8] Smith, B.L., Williansen, D.L., Boldt, D., 1992. “Improve your fpulveriser performance”. In:
Power Gen 92, Orlando, FL, USA, 17-19 Nov. Houston, TX, USA, Pen Well Conferneces and
Exhibitions Co., pp 437-446 (1992).
[9] Rusås J. “Numerical Simulation of gas-particle flow linked to pulverized coal combustion”.
Tesis doctoral. Alborg University , 1998.
[10] Patankar S.V.”Numerical Heat Transfer and Fluid Flow”. Hemispher Publishing
Corporation (1980).
[11] Bennett, J.G. “Broken Coal”. Journal of the Institute of Fuel, vol.X;22-39 (1936).
12

[12] Memento des pertes de charge. Collection de la Direction des Etudes et Recherches
d´Electricité de France. Eyrolles (1986).
13