• Author / Uploaded
• Steeven Andres Guerrero Lozano

Citation preview

Universidad de Guanajuato

Campus Guanajuato División de Ciencias Naturales y Exactas Posgrado en Ingeniería Química INTENSIFICACIÓN

DEL

PROCESO

DE

PRODUCCIÓN

Y

ALMACENAMIENTO DE BIOMETANO A PARTIR RESIDUOS DE FRUTAS Y VERDURAS DE UNA CENTRAL DE ABASTOS

Tesis que para obtener el grado de Doctor en Ciencias en Ingeniería Química Presenta: M. I. M. Santiago Gutiérrez Vargas Guanajuato, Gto. Junio de 2016

Qué pasaría si toda la materia orgánica residual de un sector industrial con ciencia básica y tecnología aplicada estuviera en un solo sitio ó simplemente como energía…

No es suficiente innovar si el entorno en el que se innova no evoluciona

Página |i

Resumen

Actualmente a nivel nacional existen 83 centros de distribución nacionales de alimentos identificados como “centrales de abastos”, los cuales generan y acumulan aproximadamente 425 toneladas diarias de residuos de frutas y verduras en sitios de acopio a cielo abierto a nivel nacional, descartándose energética y económicamente 5, 940.00 kg de CH4/día equivalentes a 2,970.00 kg de Gas LP (99 cilindros de 30 kg, estimaciones propias), los cuales solo se emiten en forma de gases de efecto invernadero a la atmósfera sin poder ser manipulados hacia un beneficio energético, ambiental y económico. Teniendo como precedente el potencial energético de metano antes mencionado y su disponibilidad, el objetivo de este trabajo fue la producción y el almacenamiento de biometano a partir de residuos de frutas y hortalizas procedentes de las centrales de abastos a través de la intensificación en CFD de un proceso de digestión anaerobia en digestores tubulares. Se propuso e incorporo un sistema de agitación por inyección de biomasa al modelo de biodigestor tubular desarrollado en América del Sur, el cual fue analizado mediante CFD para la selección del arreglo de inyectores con menor gasto energético. El estudio de la producción de biogás se realizó en un digestor a una escala de 17 litros y su posterior escalamiento en digestor de 24 m3. La biomasa analizada contemplo mezclas homogéneas en proporciones equitativas de naranja, mango y jitomate (16.6%, 16.6%, 16.6%) y el resto por altas concentraciones de las mismas frutas para representar su alta disponibilidad en función de las época del año. La primera operación unitaria empleada fue la molienda a través de un molino de martillos para reducción de partícula de la biomasa empleada. Se empleó óxido de calcio para control y regulación de pH, como segundo pretratamiento. El sistema de digestión anaerobia estuvo conformado por un arreglo de dos biodigestores en serie con un tiempo de retención hidráulico de 3 y 27 días. Para el almacenamiento y purificación, se seleccionó inicialmente el método de físico a través de lodos digeridos, deshidratado y vermicomposteados a presión y temperatura atmosférica, un compresor tipo pistón suministrado energéticamente por un motogenerador modificado para biogás, un filtro químico con una solución de óxido de calcio, tanques de almacenamiento de PVC y finalmente tanques metálicos para el almacenamiento final. Los resultados de esta investigación presentan el desarrollo y evolución de un biodigestor de geomembrana de PVC integrado por un sistema de agitación por inyección de biomasa a través de 4 canales distribuidos en las paredes frontales y posteriores, el cual no ha sido reportado hasta le fecha; el sistema de agitación presentó una demanda energética del 7% de la producción total de biogás (1.45 Nm3). El proceso de molienda demandó un consumo del 28% de la energía del biogás generado (4 Nm3). Mientas que el almacenamiento de biogás tuvo una demandó el 45% del total de biogás generado (6.501 Nm3), permitiendo el almacenamiento del 20% del total (2.6 Nm3) de biogás, en 11 contenedores de gas LP, con una capacidad de 0.190 kg por unidad de almacenamiento. Finalmente se observó a través del acoplamiento e integración de un sistema de purificación hibrido una DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | ii

Resumen

concentración de metano del 85% en la corriente de biogás. Estableciendo como condiciones finales para su almacenamiento 14 kg/cm2 de presión y -10 °C de temperatura. Se resalta en este trabajo como grado de innovación, el escalamiento y producción de biogás a partir de residuos de central de abastos, el cual es el primero a nivel nacional en México en una central de abastos, resaltando notablemente el uso y transferencia de tecnología por parte de la Universidad de Guanajuato a empresas de servicio que atiende el giro agroindustrial y de distribución de alimentos.

Palabas clave: biogás, frutas y verduras, almacenamiento de biometano.

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | ii

Agradecimientos

No existen palabras para agradecer a las instituciones que patrocinaron, guiaron, colocaron los retos y sigue a un formando al autor de esta obra. De forma particular a CONACYT por la beca otorgada 333744.

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | iii

Agradecimientos

Del mismo modo a todas aquellas instituciones que reconocieron a través de premios y galardones el aporte científico, tecnológico y nivel de innovación de esta obra.

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | ix

Índice

Capítulo 1

Capítulo 2

Capítulo 3

Resumen Agradecimientos Índice Lista de figuras Lista de tablas Problemática energética y ambiental I. Introducción. Estado del arte I. Producción de biogás a partir de frutas y verduras. II. Métodos de purificación de biogás. a. Absorción. b. Adsorción. c. Aminas. d. Carbón activado. e. Silica gel. f. Tamiz molecular. g. Zeolitas. h. Membrana. i. Biológico. III. Almacenamiento de gases bajas temperaturas. IV. Digestión anaerobia. V. Digestor. a. Temperatura en la operación de un digestor. b. Agitación en digestores. i. CFD en el diseño de digestores. ii. Geometría cilíndrica. iii. Geometría ovoide. iv. Geometría tubular tipo bolsa. VI. Intensificación de procesos en plantas químicas. VII. Sistemas híbridos. VIII. Justificación. IX. Hipótesis de investigación. X. Objetivo general. a. Objetivos particulares. Metodología I. Ubicación del proyecto. II. Diseño de digestor tubular. III. Propuesta de solución de la problemática. a. Diagrama de pescado. b. Secuencia de investigación. IV. Etapa I. a. Dimensionamiento. b. Geometría. c. Análisis fluidinámico en CFD. V. Etapa II a. Producción de biogás a escala laboratorio. b. Diseño de monitoreo. DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUAT

i ii ix xii xv 1

5 9 9 10 11 11 11 11 12 12 12 14 15 16 16 16 17 17 18 18 19 20 21 22 22 22 23 23 24 24 25 26 26 27 28 35 35 36

Página |x

Índice

Capítulo 4

Capítulo 5

c. Prueba hidráulica y neumática. d. Elaboración de muestra para digestión anaerobia. e. Monitoreo de producción de biogás. f. Analizador de biogás. g. Producción de biogás dos fases. h. Producción de biogás escala piloto. i. Análisis energético de periféricos. VI. Etapa III a. Almacenamiento de biometano. b. Purificación de biometano. Resultados y discusión I. Etapa I a. Digestor. b. Diseño original. c. Análisis fluidinámico modelo propuesto. d. Transferencia de calor. e. Discusión II. Etapa II a. Producción de biogás escala laboratorio. b. Discusión c. Sistema de dos fases. d. Discusión e. Escalamiento f. Discusión III. Etapa III a. Sistema de almacenamiento. c. Sistema de purificación. d. Discusión Conclusiones y perspectivas Conclusiones Perspectivas

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUAT

36 37 37 37 37 37 39 40 40 41 44 44 45 51 61 67 68 68 72 74 75 76 80 82 82 82 84 87

P á g i n a | xii

Lista

Lista de figuras Figura 1.1 Valor del precio de Gas LP y Gas Natural Licuado en México.

3

Figura 1.2 Mercados de central de abastos en México.

4

Figura 3. 1 Digestor tubular de bajo costo.

24

Figura 3. 2 Diagrama de pescado para producción mejorada de biometano.

25

Figura 3. 3 Estrategia experimental.

26

Figura 3. 4 Geometría del volumen de digestor tubular de bajo costo.

28

Figura 3. 5 Pared compuesta para aislamiento térmico de digestor tubular tipo bolsa.

33

Figura 3. 6 Digestor piloto (10,000 litros).

39

Figura 3. 7 Esquema de mecanismo para monitoreo de consumo de combustibles en un motor de combustión interna.

40

Figura 3. 8 Diagrama de proceso para purificación-almacenamiento de biometano.

41

Figura 3. 9. Diagrama de proceso para purificación de biometano.

43

Figura 4. 1. Contorno del comportamiento de la velocidad en el interior del diseño original de biodigestor tipo bolsa, planos horizontales.

46

Figura 4. 2 Contorno del comportamiento de la velocidad en el interior del diseño original de biodigestor tipo bolsa, planos verticales

47

Figura 4. 3 Módulo de velocidad a diferentes alturas en el diseño de biodigestor original.

47

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | xiii

Lista

Figura 4. 4 Vista representativa del volumen activo del digestor para diferentes planos.

48

Figura 4. 5 Módulo de intensidad de turbulencia a diferentes niveles en el diseño de biodigestor original.

49

Figura 4. 6 Contorno del comportamiento de la intensidad de turbulencia en el interior del diseño original de biodigestor tipo bolsa, planos horizontales

50

Figura 4. 7 Contorno del comportamiento de la intensidad de turbulencia en el interior del diseño original de biodigestor tipo bolsa, planos verticales.

50

Figura 4. 8 Trayectoria del movimiento de las partículas en la agitación del volumen del digestado.

52

Figura 4. 9 Diagrama de Pareto para evaluación de la velocidad en el volumen del digestado.

53

Figura 4. 10. Diagrama de Pareto para evaluación de la intensidad de turbulencia en el volumen del digestado.

55

Figura 4. 11 Intensidad de turbulencia en el interior del volumen del digestado, modelo 12.

56

Figura 4. 12 Contorno del comportamiento de la intensidad de turbulencia en el interior del modelo 12, planos horizontales.

57

Figura 4. 13 Contorno del comportamiento de la intensidad de turbulencia en el interior del modelo 12, planos verticales.

57

Figura 4. 14 Módulo de intensidad de turbulencia a diferentes niveles en el diseño de biodigestor original

58

Figura 4. 15 Módulo de velocidad a diferentes niveles en el diseño de biodigestor original.

58

Figura 4. 16 Módulo de velocidad a diferentes alturas. a) Diseño de biodigestor original, b) Modelo propuesto (modelo 12).

60

Figura 4. 17 Módulo de velocidad a diferentes alturas. a) Diseño de biodigestor original, b) Modelo propuesto (modelo 12).

61

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | xiv

Lista

Figura 4. 18 Dispositivo para cuantificación de flujo de calor.

62

Figura 4. 19 Monitoreo de temperatura para diferentes materiales en periodo invernal (48 hrs).

63

Figura 4. 20 Monitoreo de temperatura para diferentes materiales en periodo invernal.

63

Figura 4. 21 Comportamiento de las pérdidas de calor respecto al espesor del aislante.

65

Figura 4. 22 Comportamiento de la temperatura en el interior de un biodigestor.

66

Figura 4. 23 Comportamiento de las pérdidas de calor respecto al espesor del aislante.

66

Figura 4. 24 Comportamiento de la temperatura en el interior del biodigestor a escala laboratorio.

68

Figura 4. 25 Almacén de biogás.

69

Figura 4. 26 Lectura de pH.

70

Figura 4. 27 Producción de biogás a partir de residuos de frutas y verduras para diferentes mezclas.

71

Figura 4. 28 Producción de biogás de residuos agroindustriales.

73

Figura 4. 29 Molienda de residuos de frutas y verduras.

75

Figura 4. 30 Balance energético de la demanda de energía requerida para el proceso de reducción de partícula de la biomasa disponible.

77

Figura 4. 31 Molienda de residuos de frutas y verduras.

78

Figura 4. 32. Biodigestor tipo bolsa (10,000 litros).

80

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | xv

Lista

Lista de tablas Tabla 3. 1 Valores de las propiedades físicas en los fenómenos de transferencia de calor.

34

Tabla 3. 2 Valores de las dimensiones del volumen del digestado.

35

Tabla 3. 3. Diseño Cuadro Latino de la producción de biogás en dos fases.

38

Tabla 4. 1 Velocidad promedio en el interior del volumen del digestado.

45

Tabla 4. 2 Intensidad de turbulencia promedio en el interior del volumen del digestado. Tabla 4. 3. Valores de la velocidad promedio en los modelos propuestos. Tabla 4. 4. Valores de la intensidad de turbulencia promedio en los modelos propuestos.

49

51

54

Tabla 4. 5. Resultado de flujo de calor a través de cada pared del horno.

64

Tabla 4. 6. Propiedades físicas de las muestras.

71

Tabla 4. 7 Resultados Fase I.

74

Tabla 4. 8 Resultados Fase II.

74

Tabla 4. 9 Evaluación de filtros para impurezas en biogás.

82

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | xvi

Lista

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

Página |1

Capítulo I: Introducción

Capítulo I Problemática energética y ambiental 1. Introducción La energía es una necesidad esencial de la vida cotidiana, a menudo se considera que la sociedad moderna en todos sus niveles tiene este derecho, sin embargo, en los países en desarrollo, las crecientes demandas mundiales de energía por parte de los sectores industriales, desabastecen las fuentes de energía como la electricidad, los combustibles líquidos y gaseosos, lo cual se ve reflejado en la calidad de vida generada por la ausencia o presencia de la energía en los niveles socioeconómicos bajos o en los sectores rurales (Estiri, 2015). Por ejemplo, el suministro total de energía primaria per cápita, medida en tonelada de petróleo (1 Tep=41,868 MJ), en la mayoría de los países en desarrollo es de 0.44 Tep/año, el cual es menor que el promedio mundial 1.83 Tep/año (Surendra et al., 2014). De acuerdo con un estudio realizado por la Secretaria de Energía, hasta el 2028 México seguirá dependiendo de los hidrocarburos fósiles, por lo que la industria petrolera se mantendrá como la principal fuente de suministro de energía en el país (SENER, 2014), lo que día con día lleva a la preocupación globalizada por el deterioro del medio ambiente, ante esta situación se hace imprescindible se tengan que investigar y desarrollar nuevas tecnologías de proceso que contribuyan a un ambiente limpio, saludable y menos contaminante, con enfoques económicos de bajo costo. Así mismo, teniendo en cuenta los problemas del cambio climático, el continuo incremento de los precios del petróleo y sus derivados, cada vez existe una mayor preocupación por garantizar el suministro de fuentes de energía primaria. El reemplazo del petróleo de manera parcial o total requiere de la aplicación de una serie de medidas y tecnologías muy diversas, dentro de estas opciones, destaca el empleo de las energías alternas o renovables, de las cuales se ha discutido

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

Página |2

Capítulo I: Introducción

mucho el tema de la energía solar como fuente inagotable, sin embargo hasta este momento se tiene el problema del almacenamiento eficiente de la energía solar, debido a que las baterías en las que se almacena la energía, con el tiempo llegan a convertirse en otro problema ambiental (Jimenez, 2002; Henriquez, 2003). En cuanto a las otras energías renovables como lo son la eólica, la hidráulica, la mareomotriz, la geotérmica y la nuclear, están muy limitadas, ya que dependen en gran medida de la ubicación o de las riquezas naturales que tenga la zona para desarrollarse (Aleman et al., 2014). Por ejemplo, reemplazar un porcentaje de gasóleo y gasolinas por biocombustibles (biodiésel o bioetanol), es el camino más simple en el sector del transporte que han tomado algunos países de América Latina (Blottnitz y Currand, 2007; Serrano et al., 2012). Por tal motivo la Organización de Naciones Unidas (ONU) declaró el 2012 como “el año internacional de la energía sostenible para todos”, con la proyección hacia el 2030 para generar un acceso universal a la energía (Naciones Unidas, 2012). Bajo la premisa de energía limpia, renovable y accesible para un desarrollo sostenible, se ha derivado por parte de los países en desarrollo generar un mayor interés y utilización de la biomasa para usos energéticos, principalmente el biogás a partir de la digestión anaerobia (DA) en digestores anaerobios tipo bolsa, como uno de los principales biocombustibles gaseosos generados a un bajo costo para el sector agroindustrial y rural (Agoramoorthy y Hsu, 2008). El biogás es un producto obtenido por la desintegración de la biomasa a partir de un sistema de digestión anaerobia y está compuesto por una mezcla de diferentes gases. Estos, se hacen presentes en concentraciones de metano (60%), dióxido de carbono (40%), vapor de agua y gases traza como ácido sulfhídrico (5000 ppm), hidrógeno (0-2 %), nitrógeno, entre otros (Llaneza et al, 2010). El poder calorífico del biogás está limitado por el contenido de dióxido de carbono y sulfuro de hidrógeno presente en la mezcla (Horikawa, et al, 2004). Estudios más específicos han demostrado que el sulfuro de hidrógeno (H2S) es considerado el mayor contaminante, aun siendo este el de menor volumen en el biogás, ya que produce daños a la salud, efectos ambientales adversos y corrosión en la maquinaria industrial. Por otro lado, el dióxido de carbono (CO2) es el encargado de disminuir el poder calorífico de la mezcla gaseosa, sin embargo su presencia no es nociva para la salud, ni presenta alteración física en la maquinaria industrial (Etcharren, 2005 y González, 2006).

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

Página |3

Capítulo I: Introducción

La capacidad calórica del biogás se ve influenciada principalmente por la cantidad de metano presente en la mezcla, el cual se considera como el único componente significativo de hidrocarburos que se encuentra presente en el combustible gaseoso, siendo capaz de convertirse en energía calorífica, eléctrica o mecánica; después de incorporarlo a un sistema de combustión. Por ejemplo, un biogás con un contenido en metano del 60% tiene un poder calorífico de 23,040 kJ/m 3, el cual es aproximadamente el 64% del poder calorífico del gas natural, 35,892 kJ/m3. Considerando como combustible líquido al Gas LP y el Gas Natural Licuado (GNL) como combustible gaseoso, ambos para el abastecimiento de energía en los procesos industriales o en la cocción de alimentos, en México bajo esperanzas políticas en temas energéticos, su precio en Giga Joule no ha reflejado una disminución, por el contrario, se ha observado a lo largo de los últimos dos sexenios un incremento en el precio del 214.28 % y 149.39 % respectivamente (figura 1) (SENER, 2015), los cuales han afectado directamente en el abastecimiento energético de la agroindustria y en el sector rural, principalmente en este último no hay acceso al GNL y el Gas LP solo es transportado en contenedores de 30 kg (1.48 GJ), lo que incrementa más su precio en el consumidor final, en ese sentido, es imperativo la búsqueda de una fuente de energía alterna para abatir esta problemática. 18,00 15,83

16,00

USD $/GJ

14,00 11,65

12,00

Gas LP Gas NL

9,87

10,00 8,59 8,00

6,00 2005

2006

2007

2008

2009

2010

2011

2012

2013

2014

2015

Figura 1. Valor del precio de Gas LP y Gas Natural Licuado en México. Fuente propia. *Nota. Precio del dólar 18.50

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

Página |4

Capítulo I: Introducción

Una posible solución ante la problemática antes mencionada, son los residuos de frutas y verduras en centrales de abastos, las cuales se presentan como una fuente de biomasa disponible no aprovechada, debido a que presentan un alto potencial energético (420 L/kg SV), sin embargo, como residuo ocasionan un alto impacto ambiental, los cuales son la misma problemática planteada en al menos 89 centrales de abastos en el país (figura 2). Enfocándose en la central de abastos de la ciudad de Irapuato, Guanajuato, se tiene una generación de residuos orgánicos mínima de 5000 kg por día, con un potencial energético para generar 110 kg de biometano al día, equivalentes energéticamente a 55 kg de Gas LP (una familia consume por día 1 kg de Gas LP, por lo tanto, se abastecería energéticamente 55 familias), los cuales permiten ahorrar 793.65 $/día (289,682.25 $/año) en la sustitución de gas LP para generación de calor. Por lo tanto haciendo un conservador escalamiento a nivel nacional con las 89 centrales de abastos, 425 toneladas al día, tienen un potencial energético de 9,350.00 kg de biometano sin ser aprovechado.

Figura 2. Mercados de central de abastos en México. Por tal motivo, para mantener el confort energético de vida en la sociedad, en este trabajo se abordó la búsqueda del almacenamiento y aumento del poder calorífico a partir de incrementar la producción de biometano a partir de residuos de frutas y verduras, por tres razones principales: 1.

Disminuir el ataque corrosivo a los equipos de uso final.

2.

Aumentar el poder calorífico del biogás como fuente de energía.

3.

Transportar y almacenar para puntos finales de consumo diferentes al de

generación. Actualmente el biogás solo puede usarse en el sitio donde es generado, debido a que la purificación y su almacenamiento requiere el incremento de su presión y la reducción de temperatura, demandando el 70% de la energía total generada a partir del propio residuo, el cual es el tema de investigación de este trabajo.

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

Página |5

Capítulo II: Estado del arte Introducción

Capítulo II

Estado del arte

Existen un sin número de sustratos orgánicos que causan problemas económicos y ambientales a nivel mundial y en la región, los cuales son depositados en tiraderos a cielo abierto, en canales o simplemente son mandados a rellenos sanitarios sin generar ningún beneficio económico por desconocimiento del tema. A continuación se presentan los antecedentes de la digestión anaerobia para producción de biogás a partir de los residuos de frutas y verduras generados en una central de abastos, los cuales plantean tener un gran valor energético como fuentes de energía renovable. 1. Producción de biogás a partir de frutas y verduras. El reciclaje de residuos orgánicos tiene singular importancia dentro de los esfuerzos por mantener el equilibrio ambiental, comúnmente estos materiales son transportados fuera del sitio de donde provinieron originalmente y son confinados en tiraderos a cielo abierto o quemados, lo que no permite regresarlos al suelo que ayudó a generarlos. En los últimos años se ha observado que las pérdidas post-cosecha son una problemática creciente que se ha venido presentando de la mano con los procesos intensivos de generación de alimentos, debido a que las frutas y hortalizas abolladas, podridas o contaminadas que no cumplen los requisito estándares de inocuidad, crean un grave problema ambiental, tales como el olor pesado, lixiviados durante su confinamiento, transporte y vertido, lo que atrae moscas y ratas en el sitio de almacenamiento (Lin, et al., 2011). Las frutas y hortalizas tienen alto contenido de humedad y contenido orgánico, por lo tanto la digestión anaerobia ha sido considerada como un tratamiento adecuado para los residuos de frutas y su conversión en biogás (García et al., 2011). La literatura científica citada contiene varios estudios sobre la producción de biogás a partir de los residuos orgánicos de frutas y verduras, pero solo algunos estudios han obtenido resultados DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

Página |6

Capítulo II: Estado del arte Introducción

como sustrato único, en su mayoría los resultados encontrados en la producción de biogás se dan debido a la co-digestión de frutas y verduras de supermercados con purines de ganado vacuno, porcino y caprino. De igual manera la mayoría de los autores reportan estudios y experimentos realizados en biorreactores a escala laboratorio, son pocos los que han realizado producciones a escala piloto pero específicamente con co-digestión y no como sustratos único. En 1992 Viswanath P. reporta la digestión anaerobia de residuos de frutas y vegetales para la producción de biogás, en dicho estudio se emplearon residuos de mango, piña, tomate, sandia, plátano y naranja en un digestor de 60 litros, el rendimiento máximo obtenido de biogás fue de 0.6 m3/kg SV en un tiempo de retención hidráulico de 20 días y con una velocidad de carga de 40 kg ST/ m3 día. La producción de biogás se observó a 16 y 24 días del tiempo de retención hidráulico. El mayor rendimiento de metano alcanzado fue de 74.5% en un tiempo de retención hidráulico de 16 dias. (Viswanath P. et al., 1992). En el año 2003 se realizó un estudio en un digestor mesofílico anaerobio de forma tubular de sección en alimentación semi-continua mixta, el cual fue probado con frutas y hortalizas para la producción de biogás. El pH se mantuvo entre 6.8 y 7.6 pero se observó inhibición de las bacterias metanogénicas durante los primeros 12 días. El rendimiento del reactor disminuyó debido al cambio de la concentración de la alimentación del 8% al 10% de sólidos totales. Se observó que con una concentración de alimentación del 6% y un tiempo de retención hidráulico de 20 días tuvo un eficiencia del 75% en la conversión de la materia orgánica a biogás, un contenido de metano del 64%, por lo tanto la tasa de producción de biogás fue de 1.63 L/día, con un rendimiento de 707.18 L/kg SV (Bouallagui H. et al., 2003). En el año 2004 Bouallagui y colaboradores realizaron estudios de la digestión anaerobia de dos fases de residuos frutas y hortalizas, utilizando dos reactores anaerobios acoplados (ASBR) operados a temperaturas mesofilicas. La producción de metano registrada fue de 320 L CH4/kg de DQO (Bouallagui et al., 2004). Una de las frutas que mayor cantidad de azúcares presente en los residuos de frutas y verduras de los supermercados es el mango, por ello en un trabajo a escala laboratorio, se analizó el potencial de metano en 54 frutas y vegetales, se determinó con el fin de comparar las tasas de su conversión a metano. Se observó que la temperatura tuvo efecto en la producción de metano de la cáscara de mango. Sin embargo la cinética de conversión fue mayor a 35°C que a 28°C. Todas las muestras de residuos de frutas y vegetales probados dieron curvas monofásicas de producción de metano. No se observaron diferencias sustanciales en los rendimientos de metano y cinética entre las variedades de DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

Página |7

Capítulo II: Estado del arte Introducción

mango, plátano y naranja. Los rendimientos de metano finales 0.523 L CH4/g SV. Esto se logró entre 40 y 50 días de fermentación, por otro lado la cascara de plátano dio rendimientos menores dentro del rango de 0.223-0.336 L CH4/g SV, por último, a partir de los residuos cítricos se obtuvieron rendimientos de metano de 0.473 L CH4/g SV. Estas muestras de residuos de cítricos dieron curvas monofásicas de la producción de metano y más de 90% de la producción de metano se logró entre 40 y 50 días de fermentación (Gunaseelan, 2004). En el mismo año se realizó un estudio comparativo sobre el rendimiento de la digestión anaerobia de residuos de frutas y hortalizas en condiciones termofílicas (55 °C), mesofilicas (35 °C) y psicrofilicas (20 °C) con un tiempo de retención hidráulico de 10 a 20 días. Se suministró lo residuos de frutas y vegetales de modo semi-continuo a diversas concentración de sólidos totales (4, 6, 8 y 10% en peso seco). La producción de biogás del digestor termófilo experimental fue superior a los digestores mesófilos y psícrofilicos, ya que la producción de biogás con un porcentaje de 6% sólidos totales se obtuvieron 997.45 L/Kg SV para el reactor termófilo (55 °C), 705.90 L/Kg SV para el reactor mesófilo y 625.00 L/Kg SV. Para el reactor psícrofilico con un contenido del 60.5, 64 y 56% de metano respectivamente (Bouallagui H. et al., 2004). En el año 2005, se examinó la producción de biogás a través de residuos de frutas y hortalizas por Bouallagui y colaboradores, obteniendo resultados significativos cuando los residuos orgánicos contenían entre el 8-18% de sólidos totales y sólidos volátiles del 92%. Se reportó un 75% de materia fácilmente biodegradable, una conversión de 70-95% de la materia orgánica en metano, con una velocidad de carga orgánica de 1 a 6.8 g de sólidos volátiles. Una limitación importante de la digestión anaerobia de las frutas y hortalizas reportada fue la acidificación rápida de estos residuos, disminuyendo el pH del reactor, por lo tanto una producción más grande de ácidos grasos volátiles. Esta acidificación inhibe la actividad de las bacterias metanogénicas. Para resolver esta problemática se propuso un sistema de dos etapas, conformado por un reactor de licuefacción termófilo y un filtro anaeróbico mesófilo, en los cuales se generó una conversión del 95% de sólidos volátiles en metano aplicando una carga volumétrica de 5.65 g VS /L por día. El rendimiento promedio de la producción de metano fue de aproximadamente 420 L/kg SV (Bouallagui et al., 2005). Al igual que la digestión anaerobia a partir de mango se han realizados estudios sobre la digestión anaerobia de pulpa de manzana para la producción de biogás, a partir de los residuos sólidos generados en la producción de sidra. El estudio se realizó en un reactor CSTR de 10 L de capacidad. La producción de biogás alcanzó valores muy satisfactorios durante la prueba de 0.8 m3/kg sólidos orgánicos totales, condiciones estables de pH cercanos a 8.0, los ácidos grasos volátiles estuvieron DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

Página |8

Capítulo II: Estado del arte Introducción

por debajo de 3,000 mg/L, cuando la cantidad de pulpa fue inferior a 100 g en condiciones mesofílicas (Coalla et al., 2009). Por otro lado, se han observado mejoras cuando se emplean dos fases para la producción de biogás en el rango de temperaturas mesófilas, inoculando con purines de cerdo. Se obtiene la máxima producción de biogás alrededor del día 10 (Math-Alvarez et al., 1993). A una velocidad de carga orgánica de 2.46 a 2.51 g de sólidos volátiles/L/día, se observó a una proporción del 10% de sólidos volátiles existe una tasa media de producción de biogás entre 1.53 L/día y 2.53 L/día (Bouallagui et al., 2009). En el año 2011 se evaluó la viabilidad de la producción de metano a partir de residuos de frutas y hortalizas de la distribución de alimentos del mercado central, en la Ciudad de México. Se utilizó un proceso de digestión anaerobia en lotes, se mostró que el control del pH y la adición de nitrógeno tienen efectos significativos en la producción de biogás, ya que se obtuvo un rendimiento de 0.42 m3 biogás/kg SV, una producción de metano del 50%, y una eliminación del 80% de sólidos volátiles (García-Peña et al., 2011.). Con el fin de mejorar la producción de biogás a partir de residuos de fruta, se investigaron los efectos inhibitorios de los sabores de frutas sobre la digestión anaeróbica. En ese estudio se realizó digestión anaerobia por lotes durante 30 días usando un medio sintético y lodos termófilos. Tres grupos de compuestos de sabor es decir, aldehídos (hexanal, nonanal, y E-2-hexenal), terpenos (αpineno, mirceno y) y el alcohol (octanol) a una concentración de 0.005%, 0.05%, y 0.5%. Todos los compuestos de sabor mostraron un efecto inhibitorio sobre la producción de metano, la mayor reducción se obtuvo en adición de 0.5% de compuestos de sabor. Para aldehídos, además de la concentración de 0.5% dio como resultado más de 99% de reducción de metano para hexanal y E-2hexenal, y 84% de reducción de metano. Para el alcohol, la presencia de 0.5% octanol disminuyó la producción de metano 99% (Wikandari et al., 2013). En el 2013 se realizaron varios estudios sobre la producción de energía a partir de residuos orgánicos de central de abastos, con el fin de recuperar el metano como fuente de energías renovables. Un estudio se realizó por lotes en reactores anaerobios mesofílicos, se investigaron cargas a sólidos totales al 5%, 8% y 10%. El rendimiento más alto de metano fue de 0.44 L CH4/g SV con un 64% de Metano (CH4) del biogás total. Aunque la digestión anaerobia con sólidos totales al 5% y 8% solamente son ligeramente más bajos que la muestras con sólidos totales al 10% con rendimientos de 0.41 y 0.40 L CH4/g SV respectivamente. Este estudio realizado indica que con una relación Carbono/Nitrógeno (C/N) de 28, un ajuste adecuado de la capacidad tampón y la adición de nutrientes DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

Página |9

Capítulo II: Estado del arte Introducción

especiales (Ni) podría mejorar la conversión y los rendimientos de producción de biogás de manera significativa (Alkanok et al., 2013). Con lo antes mencionado se observa que los estudios realizados en el tema de generación de biogás a partir de residuos de frutas y verduras, han sido delimitados hasta la obtención del combustible. Debido a esto, su aplicación como fuente no convencional de energía, está limitada a los sitios de producción de grandes volúmenes, generando la necesidad de ser almacenado para ser empleado en un lugar diferente al del sitio de generación. 2. Métodos de purificación de biogás La purificación de biogás con fines energéticos, concentra su principal objetivo en la reducción del sulfuro de hidrógeno y/o el dióxido de carbono en cantidades apreciables. Las técnicas evaluadas hasta la fecha se basan en técnicas fisicoquímicas, por medio del uso de mecanismos de adsorción, absorción y métodos de filtración por membrana (Ryckebosch et al., 2001). a. Absorción Las técnicas de purificación por medio de métodos de absorción son muy utilizados, esto es principalmente debido a una considerable eficiencia de las reacciones de los metales con el sulfuro de hidrógeno (Horikawal et al., 2004). Los métodos de óxido de hierro son uno de los más antiguos utilizados para la reducción de compuestos azufrados, debido a que logran sustituir métodos que utilizaban hidróxido de calcio como el principal agente activo. El método de hidróxido de calcio aún es utilizado en la actualidad para tratar de reducir CO2 en el biogás. El método de óxido de hierro se usa principalmente si se desea eliminar casi por completo el ácido sulfhídrico (H2S) (Ryckebosch et al., 2001). En los métodos de absorción con compuestos de hierro se hace muy común el uso limaduras de hierro que son acomodadas en una serie de columnas de purificación, las cuales se humedecen de una manera discontinua con agua y se rellenan con otro material el cual puede ser aserrín; para mejorar la hidrodinámica del sistema (Víquez, 2010). Este tipo de procesos se operan a presiones variadas, de esta manera es muy eficiente eliminar el H2S a temperatura ambiente o superiores. El contenido de humedad para trabajar de las limaduras esta entre 30% y 60%, esto se debe ejecutar en un rango de pH entre 7.5 y 8.5. También se ha descrito que se puede utilizar óxido de hierro (III) hidratado para lograr purificar el biogás, cloruro de hierro (III), pellets de hierro, e incluso sustratos secos como lo son el óxido de zinc y sólidos alcalinos, entre otros (Víquez, 2010). Desafortunadamente en este tipo de métodos es muy común que se genere una alta cantidad de residuos. DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 10

Capítulo II: Estado del arte Introducción

Otro método de absorción de H2S es el de absorción con agua, aunque también es conocido como de fregado o de limpieza húmeda, en este tipo de método el agua entra en contacto con biogás y pasa a ser purificado en torres o columnas donde se realiza la transferencia de CO2 y H2S al agua que fluye a contracorriente. Las temperaturas que se manejan para realizar la operación están entre 5 a 10 ºC, pero también puede realizarse a temperatura ambiente solo que a presiones de trabajo mayores de 1726 kPa. En este tipo de sistemas es necesario realizar la regeneración del agua cargada de CO2 y H2S y esto se logra utilizando una torre donde de forma instantánea, el CO2 y el H2S pasan a una corriente de aire de esta manera se reincorpora el agua al proceso de absorción; siendo necesario reponer entre 10 y 20% de esta. Este método se vuelve poco eficiente por el uso de temperaturas y altas presiones de trabajo, lo que a su vez aumenta los costos de operación (Varnero et al., 2012). b. Adsorción Una de las tecnologías de purificación de biogás más utilizadas es la que se conoce con el nombre de “Pressure Swing Adsorption” (PSA), la cual puede usar tanto carbón activado como zeolitas o ambos. El proceso inicia cuando el biogás entra por la parte inferior del recipiente y a medida que asciende, el material adsorbente capta tanto el CO2 como el oxígeno y el nitrógeno, de esta manera se logra tener un gas con 95% de CH4 y una recuperación de metano en el biogás en un rango de 85% a 95% que varía según el soporte o material absorbente en el PSA (Mitariten, 2007). Durante todas las fases del proceso, cada recipiente lleva un ciclo de presurización-adsorcióndespresurización-desorción. Generalmente todos los métodos de purificación por adsorción tienen la característica de volverse efectivos en la reducción y remoción de los contaminantes, aunque su principal desventaja es que sus costos de operación son altos, lo cual se debe principalmente al consumo eléctrico de los compresores que requieren alcanzar presiones de 100 psig (689 kPa), de esta manera la ejecución de estos métodos en países en desarrollo es limitada (Fernández, 2004). c. Aminas Diferentes compuestos orgánicos se han puesto a prueba para la purificación del biogás. Las soluciones de aminas son un claro ejemplo ya que se pueden enlazar por el grupo amino (NH3) con CO2 y H2S para dar compuestos como hidrógeno y carbonato de amonio o sulfuros de amonio. Las aminas generalmente se operan en procesos calientes, esto es porque a temperatura ayuda a la eficacia de la operación fisicoquímica. Sin embargo de la misma manera, el calor excesivo puede causar vaporización y pérdida de la solución de amina. Por lo tanto estos procesos operan usualmente a temperaturas hasta 48 ºC y son considerados costosos (Fernández, 2004).

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 11

Capítulo II: Estado del arte Introducción d. Carbón activado

Otra manera de eliminar el H2S es a través del carbón activado, los cuales son adsorbentes carbonaceos altamente cristalinos y de excelente porosidad, los cuales dependen del material de partida y la técnica de activación usada en su producción. El carbón activado se caracteriza por poseer una cantidad muy grande de microporos, menores a 2 nanometros de radio, por lo cual un gramo de carbón activado puede alcanzar al menos una superficie mínima de 500 m2, por el tamaño de microporo necesario para la filtración de biogás, se ha observado que empleando como materia prima residuos de cáscara de coco, se alcanza un radio medio de poro de 0.8 nm y un radio de poro dominante menor a 10 nm; mientras otros estudios recomiendan enriquecer el carbón activado de coco con carbonato de potasio para incrementar la capacidad de adsorción (Ning et al., 2012). e. Silica gel La adsorción producida por medio de sílica gel como un indicador, se ha utilizado teniendo como resultado también la reducción de H2S y de CO2 (Llaneza et. al. 2010). Al presentarse un cambio de color en el compuesto se puede conocer que se ha llegado a la saturación del absorbente aunque este puede ser regenerado calentándolo a temperaturas de 117 ºC. f.

Tamiz molecular

El empleo de tamices moleculares, permite tener un sistema que se pueda operar casi a temperatura ambiente. Los tamices pueden utilizarse para reducir H2S, mercaptanos, agua y una gran cantidad de otras impurezas (Varnero et al., 2012). Los tamices moleculares que están hechos de zeolita con una mayor afinidad por moléculas, llegan a presentar un área de superficie hasta de 590 m2/g con tamaño en los poros moleculares muy estructurados y definidos lo que a su vez ayuda a tener una reducción selectiva de varios compuestos. g. Zeolitas También se ha realizado estudios para conocer la reducción de H2S por medio de corrientes de biogás con distintos tipos de zeolitas, y se ha reportado que las zeolitas con características hidrofílicas son las mejores para reducir las cantidades de H2S (Cosoli et al., 2007). h. Membrana Por otro lado, se ha demostrado que utilizando módulos capilares con membranas de poliamida se logra purificar el biogás y obtener metano de concentraciones que van desde de 55% a 85% hasta un rango de 91 a 94%. La estructura de la membrana se considera resistente cuando se

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 12

Capítulo II: Estado del arte Introducción

trabaja con concentraciones bajas de gases ácidos y permite la reducción eficaz de H2S y vapor de agua, sin embargo, es muy frágil y tienen poros excesivamente pequeños, por lo que se requiere que el gas de entrada a la membrana esté limpio de material particulado. Los sistemas con estas características se consideran caros no muy recomendables para aplicaciones que son de pequeña escala, aunque se ha podido obtener resultados positivos cuando se realizan estudios a nivel planta piloto (Varnero et al., 2012). i.

Biológico

Además de todos los métodos fisicoquímicos capaces de purificar biogás, también se encuentran aquellos que son biológicos o mejor conocidos de biofiltración, este tipo de métodos se ha podido comprobar que son eficientes a nivel laboratorio o plantas piloto, siendo capaces de utilizar microorganismos que logran degradar sustancias contaminantes por medio de su metabolismo. La aplicación de los microorganismos para remover H2S presente en el biogás está basada en la capacidad oxidativa de los microorganismos, es decir, transformar H2S a compuestos de azufre de fácil remoción, como azufre elemental o sulfatos. Así, de esta manera es posible obtener una purificación de metano, al reducir CO2 y quitar o remover H2S que es el compuesto más corrosivo cuando está en el biogás (Soreanu et al., 2008). Los sistemas biológicos, usan biofiltros de una larga aplicación para lograr reducir contaminantes orgánicos e inorgánicos en una corriente de biogás (Soreanu et al., 2005). En los biofiltros se colocan cultivos puros o mixtos de microorganismos (Singh y Mandal, 2011). Depende de la cepa que se utilice el hecho de lograr convertir sulfuros a azufre o de otra manera a sulfatos (Madigan et al., 2006). Se ha descrito diferentes géneros de bacterias capaces de oxidar H2S y por ello, es posible utilizarlas como grandes candidatos para lograr generar una efectiva desulfuración de biogás. Aproximadamente 1 m2 de superficie para la desulfuración de 20 m3 de biogás. (Friedrich et al., 2001; Syed et al., 2006). En otros estudios tambien se ha demostrado que las bacterias fototróficas tipo “bacteria verde sulfurosa”, como la llamada Chlorobium limícola, tiene la capacidad de reducir cantidades de H2S en presencia de luz, CO2 y nutrientes inorgánicos en medio de condiciones estrictamente anaerobias, para lograr formar azufre (Prescott, Harley, Klein, 2003).

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 13

Capítulo II: Estado del arte Introducción

De los géneros bacterianos con mayor cantidad de estudio para ser aplicado en la remoción de H2S es el género Pseudomonaputida CH11, que se ha sido aislada a partir de aguas residuales agrícolas que manejan un pH entre 6 y 8. En este estudio, se realizó una inmovilización empleando alignato de calcio, logrando remover H2S de 150 ppm hasta la cantidad de 10 ppm. La cepa al inmovilizarse presenta una alta capacidad para utilizarse como un agente para remover H2S (Valencia, 2002). Otro sistema biológico anóxico empleado para retirar el H2S de biogás es a través de un inóculo enriquecido con Thiobacillus denitrificans, que es obtenido de muestras de lodo recuperados de una planta de tratamiento de aguas residuales con alto contenido de nitrato (Sonreau et al., 2008). De la misma forma en estudios previos fue posible lograr remover un nivel de H2S en casi 100% a partir de un tiempo de 3.5 meses, esto representa un plazo de reducción muy alto, lo que se atribuye al factor de emplear cultivos puros, con bacterias específicas. Este hecho se puede revertir usando cultivos mixtos. Se concluye que el microorganismo desnitrificador, T. denitrificans, facilita las conversiones (Soreanu et al., 2005). Con las bacterias Pseudomonas putida (S1), Citrobacter sp. (S4) y Enterobacter sp. (S5), se logró presenciar la pérdida de compuestos fenólicos y el H2S en un 97%, en un lapso de 24 horas durante el paso de la corriente de biogás (Valencia, 2002). Con lo antes mencionado, se ha observado la diversidad de métodos que están presentes para el enriquecimiento de biometano a partir de biogás, sin embargo, una vez que se ha realizado cualquiera de los procesos, el biometano se encuentra a temperatura y presión atmosférica, lo que dificulta su almacenamiento por el volumen ocupado a dichas condiciones, por ello, una necesidad inmediata es disminuir su volumen, aumentando su presión y disminuyendo su temperatura para su manipulación. En el estado del arte la ciencia y tecnología más investigada es la empleada para la licuefacción del Gas Natural Licuado (GNL), la cual será analizada a continuación. 3. Almacenamiento de gases a bajas temperaturas La licuefacción de gases ha sido siempre un área importante de la refrigeración, ya que muchos sistemas de refrigeración dependen de gases licuados a temperaturas criogénicas (menores a -100 °C). El proceso de licuefacción de biogás requiere la extracción de componentes como el agua, dióxido de carbono y otros. Actualmente el combustible que emplea esta tecnología es el Gas Natural Licuado (GNL), este está compuesto en su mayoría (95 %) de metano, lo cual lo hace muy similar al

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 14

Capítulo II: Estado del arte Introducción

biogás. Sin embargo este gas es procesado a través de varias operaciones unitarias diseñadas para purificar el GNL a casi 98 por ciento metano. El proceso de licuefacción consiste en el enfriamiento del gas purificado mediante el uso de refrigerantes a través de varias unidades paralelas y en serie (trenes). El gas natural es licuado a una temperatura aproximada de -161 °C a presión atmosférica. Al licuar el gas, su volumen es reducido por un factor de 600, lo que quiere decir que el GNL a la temperatura de -161 C, utiliza 1/600 del espacio requerido por una cantidad comparable de gas a temperatura ambiente y presión atmosférica. La forma de enfriamiento del GNL difiere según el proceso. El gas seco (deshidratado para eliminarle el vapor de agua y el agua libre) y tratado (a los fines de retener las trazas de químicos inorgánicos, especialmente azufre, nitrógeno y dióxido de carbono) se

enfría hasta -35 °C,

separándose por densidad los hidrocarburos pesados. El gas resultante (fundamentalmente metano y etano) se envía a la planta de licuefacción donde se enfría, empleando un ciclo refrigerante hasta la temperatura de condensación antes de enviarlo a su almacenamiento. Para bajarle la temperatura al refrigerante que se emplea para retirar el calor del gas de alimentación, se reduce la presión pasándolo a través de una válvula parcialmente abierta (evaporación súbita o flash). Esta súbita caída de presión hace que el refrigerante se enfríe a causa del efecto de Joule-Thompson (cambio de la temperatura en función de la presión del sistema, expansión). En este proceso, la energía requerida para recomprimir los refrigerantes la proporcionan turbinas a gas, que son abastecidas por un porcentaje del mismo combustible que se comprime. Conoco Phillips (2004) dispone de una licencia tecnológica para la licuefacción de los gases naturales, que consiste en el uso de tres refrigerantes puros distintos: propano, etileno y metano. Consiste en tres circuitos de refrigeración discretos, cada uno de los circuitos enfría por medio de la evaporación súbita de un refrigerante de alta presión condensado a través de una válvula; este proceso causa un enfriamiento general en cada circuito; una parte del refrigerante se expande en cada una de las tres etapas a tres presiones diferentes, realizando evaporaciones súbitas gradualmente hacia la menor presión, por lo tanto, la más baja temperatura. El circuito de propano enfría el etileno, metano y el gas natural hasta una temperatura de -35 °C. De aquí, el gas natural se envía a fraccionamiento para retirar los componentes pesados que se congelarían a temperaturas muy bajas. El gas natural ligero se retorna, y se enfría con etileno que se evapora, hasta una temperatura de -100 °C. Finalmente, el gas natural se licúa condensando metano hasta la temperatura de -161 °C. Además del proceso patentado por Conoco Philips se reconocen otros procesos (Santillana y Salinas, 2002) que difieren particularmente por el uso de una mezcla de DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 15

Capítulo II: Estado del arte Introducción

refrigerantes en vez de usar refrigerantes puros como el proceso en cascada de Conoco Philips. El proceso de refrigeración se puede elaborar en una o varias etapas siendo habitual que la complejidad que involucra añadir nuevas etapas y diferentes presiones de operación se traduzca en un incremento de la eficiencia global del sistema. Con lo antes mencionado se tiene conocimiento que existen el método y proceso probado para la reducción de temperatura en corrientes de gases con alto contenido de metano, los cuales podrían ser empleados en el almacenamiento de biogás. Sin embargo, la química y la ingeniería están realizando un giro en épocas más recientes, hacia la búsqueda de tecnologías y fuentes de biomasa con potencial de generación de energía, que dirijan hacia una mayor sostenibilidad en los procesos con ahorros energéticos notables, a lo cual se han enfocado líneas de investigación en los procesos de digestión anaerobia a través de digestor tubular de bajo costo o tipo bolsa. 4. Digestión anaerobia Enfocándose en la biomasa como fuente de energía, procedente de la estabilización de aguas residuales y residuos sólidos orgánicos a través de la digestión anaerobia (DA), ha tomado una mayor importancia en aspectos energéticos ofrecidos por esta tecnología, colocando a la DA húmeda y seca como una solución sustentable y rentable en sistemas híbridos para generación de energía a pequeña y gran escala (Papurello, 2015). La DA se caracteriza por controlar el porcentaje de sólidos totales presentes en la materia orgánica (ST), los sólidos volátiles (SV), el tiempo de retención hidráulico (TRH) (Marti, 2011), la concentración de ácidos grasos volátiles (AGV), la temperatura (T) y la agitación, sin embargo este último parámetro, ha sido el más controversial, por su alto consumo energético en la operación de equipos a escala piloto e industrial a través de los equipos denominados digestores (Meroney, 2009). 5. Digestor Un digestor en su definición más simple, es un reactor cerrado, hermético e impermeable, dentro del cual, a través de la digestión anaerobia el material orgánico, es transformado por medios biológicos y bioquímicos (reacciones de descomposición) en biogás y biomasa con un alto grado de nutrientes para reincorporación en el suelo. a. Temperatura en la operación de un digestor La temperatura es quizá uno de los parámetros más críticos a mantener en el interior de un digestor, ya que existe una dependencia directa con el proceso de digestión anaerobia (Hamma,

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 16

Capítulo II: Estado del arte Introducción

1999), especialmente en la metanogénesis donde la actividad incrementa con la temperatura (MataAlvarez, 2003). Las bacterias anaeróbicas pueden desarrollarse en un amplio intervalo de temperatura, se ha mencionado el intervalo mesofílico que va de 20 °C a 40 °C, el termofílico de 50 °C a 65 °C (Verma, 2002) y el psicrofilico menor a 20 °C pero a este intervalo de temperatura las bacterias presentan muy bajas producción de biogás (Monnet, 2004). De acuerdo a lo descrito por Golueken (2002), la temperatura óptima para la digestión anaeróbica es de 35 °C, en su trabajo presentó el comportamiento general del proceso de digestión anaerobia con respecto a la temperatura y confirmó que el mayor índice de producción de biogás en intervalo mesofilico se puede obtener a 35 °C y 55 °C. b. Agitación en digestores Investigaciones más enfocadas en el aumento de producción de biogás a través de la DA, argumentan la funcionalidad de los sistemas de agitación en la reducción de sólidos presentes en la materia orgánica, debido a la dispersión homogénea de la materia orgánica generada en el interior del digestor, aumentando la superficie de contacto entre los SV y los microorganismos metanogénicos. Del mismo modo, en diversos estudios se ha observado que una inadecuada agitación, genera una reducción en la eficiencia de la DA y un alto costo energético (Vesilind, 2003). Diversos autores presentan cuatro parámetros fundamentales en el diseño de un sistema de agitación, los cuales incluyen el Tiempo de Recirculación del Volumen de Digestor (TRVD), Tiempo de Retención Hidráulico (TRH), Potencia Utilizada (PU), Gradiente de Velocidad (VGT). Para dichos paramentos se recomienda, un TRVD de 0.5- 1.0 h, un TRH de 15-30 días, una PU de 0.2-0.3 Hp*1000 ft3 y 50-85 s-1 respectivamente, para lograr un alto rendimiento en el proceso de la DA. (Bargaman, 1968; Vesilind, 2003). i.

CFD en el diseño de digestores

CFD es una herramienta computacional que permite calcular el campo de velocidad (vectorial) de fluidos, la trayectoria de partículas agitadas, las que permiten en gran medida entender mediante visualización, el comportamiento de los sistemas de agitación propuestos. Meroney y Colorado (2008), diseñaron, compararon y predijeron el comportamiento de un sistema de agitación por inyección de biomasa en cuatro tanques de diferente capacidad volumétrica desde la escala laboratorio hasta la escala semi industrial, a través de CFD. Actualmente con los modernos paquetes computacionales desarrollados con CFD (Computational Fluid Dinamic) la intensificación de procesos ha avanzado en una gran medida, debido a que es posible diseñar, analizar y predecir sistemas de agitación en digestores anaerobios, DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 17

Capítulo II: Estado del arte Introducción

sin la necesidad de emplear instrumentos sofisticados de medición de alto costo económico para monitoreo de variables, tiempo de experimentación o el uso de cloruro de litio como trazador de partículas, como lo hacía en el pasado Cholette, para determinar si el volumen del reactor estaba completamente agitado (Cholette y Cloutier, 1959). ii.

Geometría cilíndrica

En la última década a través de CFD se han desarrollado grandes avances en el tema de agitación en digestores anaerobios, enfocando sus líneas de investigación principalmente en digestores en geometría de cilindro, como Khursheed (2004), el cual determinó el efecto de agitar el digestor a través de recirculación de biomasa, recirculación de biogás y agitación mecánica por propelas, concluyendo que a bajos niveles de sólidos volátiles el efecto de agitación no es significativo y solo se ve efecto cuando las concentraciones de sólidos totales son mayores del 10%. iii.

Geometría ovoide

Binxin Wu (2010), reportó el análisis en CFD de un digestor en forma ovoide, diferente geometría que la presentada por Khursheed (2004), en el cual comparo dos métodos de agitación mecánica, concluyendo que la agitación por propelas es más eficiente que la recirculación de biomasa externa bombeada, asegurando que una geometría ovoide permite una agitación más eficiente que una geometría cilíndrica. Desde el punto de vista fluidinámico en CFD, un digestor en forma ovoide o forma cilíndrica presenta mayores niveles de homogeneidad y agitación de la biomasa hacia el interior del mismo, lo que se refleja en la reducción del tiempo de retención hidráulico, sin embargo la construcción e implementación de estas geometrías a escala piloto e industrial, presentan mayores complicaciones por las formas curvas de la geometría, reduciendo en algunas ocasiones su aplicación, por su alto costo económico. Una alternativa que se ha propuesto son los digestores tubulares tipo bolsa (Botero y Preston, 1987; Martí-Herrero, 2012), sin embargo, no se ha reportado a la fecha, un estudio del sistema de agitación implementado en este diseño de digestor. iv.

Geometría tubular tipo bolsa

Desde 1981 han sido desarrollados los digestores tubulares de bajo costo (tipo bolsa) a partir del modelo taiwanes desarrollado en Asia. En épocas más recientes en América se le considera la aplicación de este modelo a Botero y Presto, 1987. El objetivo de la aplicación de la digestión anaerobia en los digestores desarrollados por Botero en Costa Rica, es la destrucción de los sólidos volátiles presentes en la materia orgánica de los residuos urbanos, en comunidades rurales y residuos agroindustriales a un bajo costo económico y energético, mediante consorcios de microorganismos DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 18

Capítulo II: Estado del arte Introducción

capaces de transformar una fracción de la materia orgánica en un combustible gaseoso y el restante en mejoradores de suelo, su principal característica de acuerdo al modelo original, es la ausencia de dispositivos tecnificados para agitación o sistemas de calefacción tecnificados, por consiguiente, tienen un consumo casi nulo de energía en su operación (Botero y Preston, 1987). El modelo antes mencionado desde 1980 se ha implementado en los países en desarrollo como Colombia, Etiopía, Tanzania, Vietnam, Camboya, China, Costa Rica, Bolivia, Perú, Ecuador, Argentina, Chile, México. (Soeurn, 1994; Solarte, 1995; Sarwatt et al., 1995; Rodríguez y Preston, 1999; Martí-Herrero, 2007 y Poggio et al., 2009 ). Sin embargo se han observado, en el altiplano de Bolivia, mejoras en el diseño para los climas fríos, a través de la adición de un invernadero con alta masa térmica a través de paredes de adobe y paja como aislante en la zanja, que logran regular la temperatura en el interior del biodigestor, teniendo un efecto de manera indirecta en la disminución del tiempo de retención hidráulico (TRH) para climas fríos (Marti-Herrero, 2011; Marti-Herrero, 2008). En Perú se propuso agregar al modelo, un sistema de calefacción solar simple, integrado en el diseño mediante el aprovechamiento de la estructura del digestor (Poggio, 2009). Estos digestores son característicos en su orientación al sol de invierno boreal (Perrigault et al., 2012; Marti-Herrero et al., 2014) Por su versatilidad y bajo costo, diversos autores han reportado, digestores tubulares de bajo costo operando en procesos de co-digestión de residuos vegetales, producción de biogás a partir de residuos urbanos (Floyd y Hawkes, 1986), frutas y hortalizas (Dinsdale et al., 2000; Bouallagui et al., 2003), los cuales son una problemática ambiental universal y una fuente biogás disponible. En la medida que ha ido evolucionando la DA, se han acelerado y mejorado los procesos biológicos, las estructuras y materiales de los equipos, no obstante, en la etapa de escalamiento los rendimientos obtenidos a escala laboratorio, ya no son reproducibles al 100% del valor obtenido, reflejándose en una ausencia de ciencia y tecnología para hacer viable tecnológicamente la DA, por ello, una estrategia que se ha venido desarrollando es la intensificación de procesos, su objetivo fundamental, es obtener una mayor tasa de conversión de materia y/o energía en un equipo ya operado o una reducción de tamaño del equipo, el cual es un tema poco abordado en materia del uso de la digestión anaerobia para generación y almacenamiento de biogás.

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 19

Capítulo II: Estado del arte Introducción 6. Intensificación de procesos en plantas químicas

Ramshaw, en 1995 definió la intensificación de procesos (IP) como una estrategia para conseguir reducciones considerables del tamaño de una planta química o equipo, en un orden de 100 a 1 en volumen, alcanzando un objetivo de producción establecido, sin embargo esto es, solo uno de la gran diversidad de los efectos deseados en un proceso de una planta quimica (Ramshaw, 1995; Ramshaw, 1999). El concepto intensificación de procesos ha ido evolucionando a los tiempos actuales hasta la concepción actual, que es el desarrollo de equipos innovadores y diseño de nuevos procesos que van a producir mejoras sustanciales en los procesos químicos y otros procesos de fabricación, tales como la disminución de los costes de fabricación, tamaño de equipo, consumo energético, generación de residuos, mejora del control remoto, flujos de información y flexibilidad del proceso (Stankiewicz y Moulijn, 2000; Stankiewicz y Moulijn, 2002; Stankiewicz, 2003; Stankiewicz, 2006; Drioli y Fontananova, 2008; Moulijn et al., 2008; Becht et al., 2009). Ejemplos puntuales de esta teoría podrían ser representados en intercambiadores de calor, los cuales a través de la intensificación de procesos aumentan la capacidad de producción de un volumen determinado, desarrollan la reducción en el consumo de energía por tonelada de producto procesado. Es por ello, que la producción de biogás a partir de la digestión anaerobia tiene una gran oportunidad de aplicación en este tema en equipos ya implementados. Finalmente la problemática de generación y almacenamiento de biometano a partir de residuos de frutas y verduras, no es posible solucionarla a través de sistemas aislados, por lo tanto, una solución planteada es el desarrollo de un sistema hibrido que contemple el uso de diversos procesos para desarrollar una solución integral para la problemática planteada. 7. Sistemas híbridos La palabra híbrido hace alusión a todo aquello que sea el producto o el efecto de la mezcla de dos o más elementos de diferente naturaleza o tipo. Cuando se analiza un objeto y se caracteriza como híbrido, quiere decir que ese objeto o elemento nació de la unión o conjunción de dos o más cosas que no eran de la misma naturaleza. El híbrido es entendido entonces como algo que no está conformado por el 100% de las partes que lo compuso si no que toma elementos de todas ellas para convertirse en algo nuevo, es de uso para cuestiones que tienen que ver con la naturaleza, la biología, como también para aquellas cosas que se relacionan con la tecnología.

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 20

Capítulo II: Estado del arte Introducción

Los sistemas híbridos surgieron como una respuesta a la necesidad de solucionar problemas complejos a través de la integración de los modelos dinámicos de subsistemas de diferentes naturalezas. Un sistema híbrido es aquél donde existen varios modos de operación, de dinámica continua en el tiempo y transiciones entre dichos modos, que ocurren en ciertos instantes bajo ciertas condiciones. Estas transiciones son descritas a través de modelos dinámicos de tipo discreto. En un proceso como el anterior, puede ser de interés controlar una variable común a todos los subsistemas, como el consumo de energía o el tiempo total empleado en la fabricación del producto. Para ello, se necesita disponer de un modelo único donde se consideren tanto los modelos de los subsistemas como sus interacciones. Obtener un modelo relativamente simple de la dinámica del sistema completo puede ser una tarea ardua y es en este punto donde los modelos híbridos son de gran utilidad (Mahla, 2004) Como ya se mencionó a lo largo de este capítulo, existe una amplia investigación en el tema de digestión anaerobia, la purificación y el almacenamiento de biometano con diferentes técnicas físicas, químicas y biológicas, sin embargo, en la región aun esta investigación no es aplicada, ya que la problemática que ha sido atendida, se ha puntualizado en el sector pecuario-agroindustrial, el cual consume el biometano en el sitio en que es generado, haciendo imprescindible su purificación para su aplicación final u otros usos. 8. Justificación En la actualidad la demanda de combustibles verdes y los altos incrementos en los precios de Gas LP y Gas Natural en México, ha llevado al país a buscar nuevas formas de generación de energía térmica y eléctrica con menor costo económico e impacto ambiental, para abatir los costos energéticos en procesos industriales y en el sector doméstico citadino y rural. Se ha observado que la producción, procesamiento y venta de alimentos genera residuos orgánicos, su mal manejo y acumulamiento a cielo abierto ha sido una problemática económica y ambiental mundial, que se ha visto reflejada en la generación de gases de efecto invernadero, principalmente metano, el cual tiene un alto potencial energético y económico, como fuente de energía térmica para sustitución de combustibles fósiles como el Gas LP y Gas Natural en los sector doméstico y rural. Considerando a nivel nacional 425 toneladas diarias generadas y acumuladas en sitios de acopio a cielo abierto por los 83 centros de distribución nacionales de frutas y verduras “centrales de abastos”, no se aprovechan energéticamente y económicamente 5,940.00 kg de CH4/día (2,970.00 kg de Gas LP ó 99 cilindros de 30 kg, $44,550.00, estimaciones propias), los cuales solo se emiten en forma de gases de efecto invernadero a la atmósfera. Debido a esto, se ha investigado la digestión DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 21

Capítulo II: Estado del arte Introducción

anaerobia de residuos de frutas y hortalizas en una central de abastos, sin embargo el uso, almacenamiento y transporte del metano generado, no es consumido en el sitio que es generado, lo cual, ha limitado a la ciencia y tecnología actual como una solución integral para atender esta problemática mundial, la cual es inevitable para la vida diaria. Por tal motivo, se plantea la intensificación del proceso de digestión anaerobia aplicado al modelo de digestor tubular de bajo costo, con la finalidad de generar un proceso para almacenar biometano a un 85% de pureza a baja presión a partir de la biomasa en los residuos de frutas y verduras mediante un sistema de purificación hibrido físico, químico y biológico a un bajo costo energético.

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 22

Capítulo II: Estado del arte Introducción

9. Hipótesis de investigación A través de la intensificación en el proceso de la digestión anaerobia en un digestor tipo bolsa se obtiene metano a partir de residuos de frutas y hortalizas generadas en centrales de abastos el cual es almacenado en cilindros a un coste nulo de energía 10. Objetivo general Almacenar metano a partir de residuos de frutas procedentes de las centrales de abastos a través de la intensificación de un proceso de digestión anaerobia en digestores tubulares estudiado mediante CFD. a. Objetivos particulares 1.

Modelar los aspectos fluidinámicos de un digestor tubular de bajo costo

mediante técnicas computacionales como CFD, para aplicar la metodología de intensificación de proceso para el caso estudiado de este trabajo. 2.

Cuantificar la producción de metano a partir de residuos de frutas y verduras

de origen de central de abastos, aplicando el criterio de evaluación en función de la disponibilidad estacional de materia prima para el estudio a realizar tanto a escala laboratorio como piloto. 3.

Cuantificar la demanda energética de los sistemas periféricos para la

generación y almacenamiento de metano, aplicando el criterio de la evaluación de energía a bajo costo generada en el mismo proceso de digestión, con la intención de reducir el consumo de energía externa comercial por unidad de metano almacenado. 4.

Diseñar un sistema de purificación de metano híbrido de residuos de centrales

de abasto a partir de un proceso físico, químico y biológico en un arreglo de bajo costo energético.

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 23

Capítulo III: Metodología

Capítulo III

Metodología

1. Ubicación del proyecto En la práctica, un digestor tubular de bajo costo (tipo bolsa) es una compleja unidad fermentadora en el que están involucradas numerosas reaccionas químicas y bioquímicas en presencia de numerosos microorganismos, que van desarrollando una compleja actividad transformadora, que concluye en la producción de biometano. Cuando el proceso se desarrolla en un solo equipo, el proceso recibe el nombre de digestión anaerobia convencional, en la cual se alcanzan 900 litros/kg de SV reducidos en un periodo de 25 días en condiciones termofílicas. De acuerdo a la metodología Ramshaw (1995), para poder aplicar la intensificación de procesos para una producción mejorada de biometano, debe este análisis aplicarse a un equipo o planta que ha sido operada durante una producción constante. Esta metodología fue aplicada a un digestor tubular de geomembrana de PVC, ubicado en el campo experimental de la División de Ciencias de la Vida de la Universidad de Guanajuato en el Campus Irapuato-Salamanca. 2. Diseño de digestor tubular El diseño antes mencionado es derivado del registro de patente MX/A/2009/014187, figura 3.1, el cual fue conformado por un arreglo de placas plásticas de PVC unidas por termofusión, un canal de extracción de efluentes digeridos, un contenedor o registro de salida para confinamiento de los lodos digeridos, un contenedor o registro de alimentación orgánica, para la introducción de materia orgánica al interior del digestor, finalmente la tubería de biogás, por donde se extraen y conduce el combustible gaseoso hasta el punto de consumo final.

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 24

Capítulo III: Metodología

Figura 3. 1 Digestor tubular de bajo costo.

3. Propuesta de solución de la problemática a. Diagrama de pescado Con relación a lo antes mencionado en este trabajo, se estableció implementar una línea de investigación en el campo de la digestión anaerobia y el almacenamiento de biometano a través de digestores tubulares tipo bolsa. En la Figura 3.2 se presenta el diagrama de espina de pescado planteado en este trabajo, con el objetivo de lograr una producción mejorada de biometano en digestores tubulares tipo bolsa, donde se determinaron seis espinas principales para alcanzar dicho objetivo: a) La primera se refirió a la selección del sustrato con mayor potencial de producción de biogás a nivel local, regional y nacional. b) La segunda espina, señalo los pretratamientos necesarios para alcanzar las condiciones necesarias para alcanzar una digestión anaerobia estable. c) La tercera espina señaló el número de digestores recomendados para aumentar la producción de biogás. d) La cuarta espina describió los métodos para eliminación de gases contaminantes en la corriente de biometano. e) La quinta espina señala los residuos generados del proceso de digestión anaerobia. f) La sexta espina identifico el uso final para el biometano.

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 25

Capítulo III: Metodología

Figura 3. 2 Diagrama de pescado para producción mejorada de biometano. En este trabajo se seleccionó como sustrato los residuos de frutas y verduras de la central de abastos (mercado) por sus disponibilidad, potencial energético y efecto replicable a nivel nacional y mundial, espina (a). El pretratamiento propuesto en la espina (b) fue el triturado y control de pH. Para el sistema de digestión anaerobia, espina (c) se propuso un digestor en dos etapas con agitación y control de temperatura. La espina (d) el almacenamiento y purificación, se seleccionó inicialmente el método de físico a través de lodos digeridos-vermicomposteado deshidratados

a presión y

temperatura atmosférica, posteriormente, un filtro químico con una solución alcalina a una presión de operación de 14 kg/cm2. El uso de biogás concluye en este trabajo con su almacenamiento a una presión de 14 kg/cm2 y una temperatura de -10 °C para la espina (f). b. Secuencia de investigación. El trabajo de investigación se dividió en 3 etapas, figura 3.3. La primera consistió en el análisis fluidinámico-térmico en CFD a un digestor de PVC. La segunda etapa contemplo la producción de biogás a escala laboratorio a partir de residuos de frutas y verduras de la central de abastos de la ciudad de Irapuato. Una vez alcanzado una producción estable de acuerdo a la literatura, se realizó el escalamiento al digestor previamente instalado. En dicha etapa, se realizó la cuantificación de la demanda energética de los sistemas periféricos para lograr intensificar la producción de biogás en el interior del digestor tipo bolsa. Finalmente, una vez logrado alcanzar la estabilidad de producción de biogás a escala piloto, se procedió a almacenar el biometano presente en la corriente de biogás, con el objetivo de conocer la demanda energética del proceso y su comportamiento previo a la purificación y recuperación de biometano. DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 26

Capítulo III: Metodología

Figura 3. 3 Estrategia experimental.

4. Etapa I a. Dimensionamiento El volumen total de un digestor tubular de bajo costo (VDR) se dimensionó a partir de la suma del volumen del digestado (VDO) y el volumen para el almacenamiento de biogás (VB), el cual se determinó por la siguiente expresión matemática:

𝑉𝐷𝑅 = 𝑉𝐷𝑂 + 𝑉𝐵

(3.1)

Donde 𝑉𝐷𝑂 es: 𝑉𝐷𝑂 = (𝑇𝑅𝐻) ∗ ((𝑋1 /𝜌1 ) + (𝑉𝐻2 𝑂 ))

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

(3.2)

P á g i n a | 27

Capítulo III: Metodología

El 𝑉𝐷𝑂 se calculó en función directa del tiempo de retención hidráulico (TRH), la cantidad de materia orgánica que se ingresa al digestor (X1), la densidad de la materia orgánica (𝜌1 ) y el volumen de agua (𝑉𝐻2 𝑂 ) necesario para mantener un porcentaje de sólidos totales en el interior del digestor STD (≤ 10%) , la cual se relacionó por:

𝑉𝐻2 𝑂 =

(𝑋 )∗(%𝑆𝑇) ( 1 −(𝑋1 )) 𝑆𝑇𝐷

(3.3)

1000

Donde el valor 1000 es la densidad del agua expresada en kg/m3. El volumen de biogás depende directamente de la cantidad desolidos totales (ST) y los sólidos volátiles (SV) que estén presentes en la materia orgánica sujeta a digestión anaerobia, por lo que el 𝑉𝐵 está relacionado por la siguiente expresión:

𝑉𝐵 = (𝑋1 ) ∗ (%𝑆𝑇) ∗ (%𝑆𝑉) ∗ 𝐸𝐷𝑇

(3.4)

Donde EDT es la eficiencia de conversión de un digestor tubular de bajo costo construido de geomembrana de PVC. b. Geometría Se seleccionó y modeló la geometría de un digestor tubular de tipo bolsa (Marti-Herrero, 2012), el 𝑉𝐷𝑂 , adoptó una geometría rectangular, figura 6, la cual se calculó a partir de la siguiente expresión:

𝑉𝐷𝑂 = 𝐿1 2 ∗ 𝐿2

(3.5)

Donde 𝐿1 es longitud de la base y la altura de la superficie frontal del 𝑉𝐷𝑂 , 𝐿2 es la longitud mínima recomendada para tener un comportamiento similar a un digestor tipo flujo pistón en digestores tipo bolsa, la cual se obtuvo a partir de la siguiente expresión:

𝐿2 = 10 ∗ 𝐿1

(3.6)

Combinando la ecuación (5) y (6) se obtiene una expresión para determinar la longitud de la base y la altura de la superficie frontal a partir del 𝑉𝐷𝑂 : 𝑉𝐷𝑂 1/3

𝐿1 = (

10

)

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

(3.7)

P á g i n a | 28

Capítulo III: Metodología c. Análisis fluidinámico en CFD

Se empleó el diseño experimental basado en la estadística como método de rigor, para determinar el efecto del mejor arreglo en la posición de cada uno de los inyectores propuesto para la agitación en el interior del digestor.

Diseño de experimento fraccionado Se propuso un diseño de experimento (DoE) factorial fraccionado de dos niveles 2K-p (Montgomery, 2007), nivel alto (+) y nivel bajo (-), se posicionaron 4 inyectores E2, E3, E4, E5, en la pared posterior del digestor, 4 inyectores en la pared frontal del digestor, E6, E7, E8, E9, ver figura 3.4, los cuales se consideraron como los 8 factores (K) del diseño factorial, los 4 inyectores de la pared posterior se tomaron como los generadores independientes (p) o grado de fraccionamiento.

Figura 3. 4 Geometría del volumen de digestor tubular de bajo costo. Como función de respuesta se empleó el promedio de la velocidad y la intensidad de turbulencia (I), en planos horizontales y verticales para cada uno de los experimentos desarrollados en el DoE. En la intensidad de turbulencia, se consideraron valores menores a 1% como baja turbulencia, entre 1% y 5% efecto de mediana turbulencia, valores mayores a 5% alta turbulencia, de acuerdo a la siguiente expresión.

𝐼=

1 3

2 +𝑢2 +𝑢2 ) √ (𝑢𝑥 𝑦 𝑍 2 +𝑈 2 +𝑈 2 √𝑈𝑋 𝑌 𝑍

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

(3.8)

P á g i n a | 29

Capítulo III: Metodología

Donde el valor de la velocidad del fluido en coordenadas rectangulares, fue representada por 𝑈𝑋 , 𝑈𝑌 , 𝑈𝑍 para cada una de las direcciones, la velocidad turbulenta de las fluctuaciones del fluido fue representada por 𝑢𝑋 , 𝑢𝑌 , 𝑢𝑍 , en el mismo sistema de coordenadas, la cual es considerada la energía turbulenta del fluido (k) a través de la siguiente expresión: 1

𝑘 = √ (𝑢𝑥2 + 𝑢𝑦2 + 𝑢𝑍2 ) 2

(3.9)

Análisis de Pareto Se empleó el diagrama de Pareto (Montgomery, 2007) como herramienta de comparación cuantitativa y ordenada de elementos, para determinar los inyectores con mayor contribución a la velocidad promedio e Intensidad de Turbulencia en el VDO, los cuales se clasificaron en “Pocos Vitales” (inyectores con mayor contribución) y los “Muchos Triviales” (inyectores con poca contribución).

Modelado del sistema de agitación en CFD Para obtener la solución mediante CFD en el modelado de la agitación, se especificó la geometría del VDO, la entrada (Inlet) de la materia orgánica, la salida (Outlet) de la materia orgánica y la entrada de biomasa por los inyectores (En), figura 3.4. Se empleó una solución simultánea de la discretización de las ecuaciones de conservación de masa y momento.

Tamaño de malla El volumen considerado del VDO consistió en un tanque rectangular de geometría 𝐿2 x 𝐿1 x 𝐿1 , el cual fue modelado en el paquete GAMBIT V2.4 a través de la discretización del V DO en elementos de malla tetraédricos. El número total de celdas fue 367,408. Los elementos del V DO se clasificaron en regiones de paredes, paredes de tubos de recirculación, entradas de recirculación, salida de materia orgánica y entradas internas de recirculación.

Código computacional Se empleó la versión comercial del código en CFD del paquete FLUENT, versión 6.3.26, desarrollado por Fluent el cual fue usado para todos los cálculos. El código en el que se trabajó fue el método de volumen finito, basado en la discretización de las ecuaciones de gobierno de los fenómenos de transporte.

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 30

Capítulo III: Metodología

Modelo de turbulencia De acuerdo con Meroney (2009) el modelo ҡ-ε es el más adecuado por su simplicidad, requerimiento computacional aceptable y buena convergencia de flujos turbulentos complejos (Littleton et al, 2007; Wasewar y Sarantji, 2008). Este modelo estándar de turbulencia se caracterizó por emplear en su solución dos ecuaciones para una fase simple, el que se utilizó para la fase líquida de VDO . ҡ es la energía cinética turbulenta y está definida como la variancia de las fluctuaciones en la velocidad. ε es el término de la disipación de vórtices turbulenta, es decir, la razón a la cual las fluctuaciones de la velocidad se disipan. El modelo ҡ-ε se basó en el concepto de la viscosidad de Eddy turbulenta (μ𝑒𝑓𝑓 ), tal que:

μ𝑒𝑓𝑓 = μ + μ𝑠

(3.10)

Donde se hizo la suposición que la viscosidad del vórtice turbulenta (μ𝑠 ) está asociada con la energía cinética turbulenta y con la disipación mediante la siguiente relación:

μ𝑠 = C𝑠 𝜌

𝑘2 𝜀

(3.11)

La cual relaciona el parámetro de flujo para turbulencias isotrópicas de 0.065 (C𝑠 ), la densidad del fluido, particularmente la biomasa que entra al digestor (𝜌1 ), la energía cinetica turbulenta del fluido (k) y la disipación de vórtices turbulenta (ε).

Velocidad de recirculación La velocidad del fluido de recirculación (V) del flujo másico (𝑚̇) a través de las tuberías de entrada de recirculación, se calculó a partir de la velocidad de descarga de la bomba empleada, relacionada por la siguiente expresión:

𝑚̇ = 𝑉 ∗ 𝐴

(3.12)

Donde A es el área perpendicular a la dirección del flujo relacionada al radio (r) de la tubería del inyector, por lo tanto:

𝐴= 𝜋∗𝑟∗𝑟

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

(3.13)

P á g i n a | 31

Capítulo III: Metodología

De acuerdo a las media comercial de artículos agrícolas, se propusó un radio de 0.0254 m (1 in), de acuerdo al tamaño comercial de una brida hidráulica. Las entradas de recirculación se colocaron en las paredes frontales (E2,E3,E4,E5) y posteriores (E6,E7,E8,E9) directamente sobre la pared del VDO, figura 6, las cuales, se posicionaron a una distancia de 25 cm desde las paredes laterales, 15 cm desde el nivel de inferior (E4,E5,E8,E9) y 25 cm desde el nivel superior (E2,E3,E6,E7). Se impusieron condiciones de contorno no deslizante en toda las superficies de las paredes (Meroney, 2009). En la entrada se ha especificado una velocidad de flujo constante (2 m/s), y la salida fue tratada como un límite de flujo de masa a presión atmosférica. Se modelo una longitud de tubería de 0.50 m, debido a que en este estudio se consideró solo el efecto de la velocidad de salida del inyector.

Solución Los factores de relajación fueron 0.3, 1 ,1 0.23, 0.8, 0.8 y 1 para la presión, densidad, fuerza, momento, energía cinética y disipación respectivamente. La estrategia de solución para la VDO fue resolver inicialmente para el flujo en estado estacionario la recirculación producido por los canales de inyección. Durante la solución para mezclar, soluciones para el campo de flujo se mantuvieron constantes. El lodo de entrada se supuso diluido de acuerdo a los estudios previos analizados, tal que la densidad del agua de sólido suspendido y su viscosidad absoluta se aproximan a las características de agua. Mediciones de baja cizalladura (stress) de lodo real, sugieren viscosidades mayores, las cuales son posibles debido a los efectos no newtonianos, pero teniendo en cuenta las incertidumbres de esta propiedad, otros investigadores y en este trabajo se utiliza la menor viscosidad del agua cuando está activo (Meroney, 2009).

Criterio de convergencia El método de evaluación de convergencia fue el monitoreo de las magnitudes de los residuales. Los residuales fueron definidos como el desequilibrio en cada ecuación de conservación después de cada iteración. Se consideró la solución del modelo cuando los escalares de los residuales alcanzaron valores definidos debajo de 10-4.

Planos Se posicionaron planos verticales paralelos a las paredes laterales del digestor (dx= 0.00, 0.15 m, 0.25 m, 0.50 m, 0.75 m, 0.85 m, 1.00 m) y planos horizontales paralelos a la superficie inferior del digestor (dy= 0.00, 0.15 m, 0.25 m, 0.50 m, 0.75 m, 0.85 m, 1.00 m) para obtener el promedio de

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 32

Capítulo III: Metodología

la velocidad y la intensidad de turbulencia en el interior del digestor como se presenta en la figura 3.4.

Sistema de bombeo El sistema de recirculación de la biomasa presente en el VDO, se dimensionó a partir de las características mecánicas de una bomba marca HYUNDAI modelo HY80. La bomba trabajó con un motor de combustión interna de 7.0 HP de potencia (W), el difusor operó a 3600 RPM, presentó un flujo volumétrico de descarga máximo (Q) de 60 m3/h y un tamaño de particular máximo de recirculación de 9 mm.

Análisis térmico en CFD Para el cálculo de las pérdidas de calor a través de las paredes del digestor, lo primero que se identificaron fueron los fenómenos de transferencia de calor que están presentes, los cuales se relacionaron con la transferencia de calor por conducción a través de las paredes que circundan al equipo (lateral izquierda, lateral derecha, inferior, posterior y frontal), la transferencia de calor por convección tanto en el interior como en el exterior, a través del material del digestor en la parte superior del equipo así como la conductividad del biogás hacia la parte del digestado. Para determinar la transferencia de calor por conducción, a través de las paredes del digestor, se aplicó la ecuación de difusión de calor en coordenadas cartesianas, debido a que la geométria que adopta el digestor está en función de la geometría de la zanja donde es colocado, figura 3.5, las cuales presentaron una forma rectangular plana, para la cual se resolvió la ecuación de calor. 𝜕 𝜕𝑥

(𝑘

𝜕𝑇 𝜕𝑋

)+

𝜕 𝜕𝑦

(𝑘

𝜕𝑇 𝜕𝑦

)+

𝜕 𝜕𝑧

(𝑘

𝜕𝑇 𝜕𝑧

) + 𝑞̇ = 𝜌𝐶𝑝

𝜕𝑇 𝜕𝑡

(3.14)

Para las condiciones de frontera establecidas; una temperatura de 35°C (308 K), la cual es la temperatura ideal para operar un digestor en un rango mesofilico, temperatura ambiente en el exterior 20°C (293 K), esta expresión se reduce a la ecuación 3.15, la solución es:

𝑞=

𝑇𝑖𝑛𝑡 −𝑇𝑒𝑥𝑡 ∑𝑅

(3.15)

Esta ecuación representa la conducción unidimensional a través de una pared plana, la cual solo fue aplicada a las paredes del volumen del digestado (P1, P2, P3, P4, P5,), figura 7, donde se define la resistencia térmica R.

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 33

Capítulo III: Metodología

𝑞" =

𝑇∞,1 −𝑇1 𝑡 𝑡 𝑡 𝑡 + 1+ 2+ 3+ 4

1

(3.16)

ℎ∞,1 𝑘1 𝑘2 𝑘3 𝑘4

Figura 3. 5 Pared compuesta para aislamiento térmico de digestor tubular tipo bolsa. El análisis para el volumen de biogás, fue considerado unidimensional, con propiedades constantes, flujo estacionario a partir de la ecuación 17, para una geometría cilíndrica en la parte superior del digestor, VB. 1 𝜕 𝑟 𝜕𝑟

(𝑘𝑟

𝜕𝑇 𝜕𝑟

)+

1 𝜕 𝑟 2 𝜕∅

(𝑘

𝜕𝑇 𝜕∅

)+

𝜕 𝜕𝑧

(𝑘

𝜕𝑇 𝜕𝑧

) + 𝑞̇ = 𝜌𝐶𝑝

𝜕𝑇 𝜕𝑡

(3.17)

La cual se reduce en la ecuación 18

𝑞 = 2 ∗ π ∗ L2 ∗

𝑇2− 𝑇∞,1

𝑟 𝑟 𝐼𝑛𝑟2 𝐼𝑛𝑟3 1 + + 𝑘52 ℎ∞,1 𝑘1 1

(3.18)

Los valores de los coeficientes de conducción y convección a través de la pared se presentan en la Tabla 3.1.

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 34

Capítulo III: Metodología

Tabla 3. 1 Valores de las propiedades físicas en los fenómenos de transferencia de calor. Símbolo 𝑻∞,𝟏

Descripción

Valor

Unidad

Temperatura del volumen del digestado

308

K

*

𝑻𝟏

Temperatura de material arcilloso

293

K

*

𝑻𝟐

Temperatura exterior

298

K

*

𝒉∞,𝟏

Coeficiente del volumen del digestado

2

4.22

W/m K

*

𝒕𝟏

Espesor de la geomembrana de PVC

0.001

m

*

𝒌𝟏

Conductividad térmica de la geomembrana de PVC

0.190

W/m K

**

𝒕𝟐

Espesor del material aislante

0.1016

m

*

𝒌𝟐

Conductividad térmica del material aislante

0.0343

W/m K

**

𝒕𝟑

Espesor de la ladrillo

0.07

m

*

𝒌𝟑

Conductividad térmica del ladrillo

0.60

W/m K

**

𝒕𝟒

Espesor de suelo arcilloso

0.10

m

*

𝒌𝟒

Conductividad térmica suelo arcilloso

0.17

W/m K

*

𝒌𝟓

Conductividad térmica biogás

2.55x10-1

W/m K

*

𝒓𝟏

Radio interior de biogás.

0.001

m

*

𝒓𝟐

Radio de interior de capa de digestor

1.000

m

*

𝒓𝟑

Radio de interior de capa de digestor

1.001

m

*

*Valor obtenido experimentalmente. *Valor obtenido de proveedor de materiales.

Para conocer la pérdida y ganancia de calor presente en el exterior del volumen del digestado, lo primero que se realizó fue determinar el área normal al flujo de calor. Para el estudio las paredes del digestor se dividieron en lateral izquierda (P1), inferior (P2), lateral derecha (P3), frontal (P4), posterior (P5) y superior (P7), la cual es la interfaz entre el volumen del digestado y el volumen del biogás, las cuales sus dimensiones son representadas en la Tabla 3.2. Las cuales tienen un área total de 22 m2.

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 35

Capítulo III: Metodología Tabla 3. 2 Valores de las dimensiones del volumen del digestado. Pared

Símbolo

Lateral derecha

P1

Inferior

P2

Lateral izquierda

P3

Frontal

P4

Posterior

P5

Techo

P6

Eje Base Altura Base Altura Base Altura Base Altura Base Altura Base Altura

Longitud

Área

m

m2

Z Y Z X Z Y X Y X Y Z X

10 1 1 10 10 1 1 1 1 1 10 1

10 10 10 1 1 10

*Ver figura 3.5.

Flujo de calor El valor del flujo de calor que es absorbido a través de la geomembrana PVC se determinó de manera experimental, empleando 200 litros de agua en un recipiente construido del mismo material de PVC con una geometría de 1.00 m x 1.00 m x 0.20 m. La cantidad de energía que el PVC permite transportar se determinó a partir del gradiente de temperatura que presento el fluido, el agua en su estado de reposo marco una temperatura de 25 °C a las 8 de la mañana. El monitoreo de la temperatura se realizó durante 8 horas a través de un sistema de adquisición de datos de National Instrument a través de la interfaz de LAbView, el cual cuantificó a través de un pozo la temperatura que se encontraba en el interior del recipiente de PVC.

5. Etapa II a. Producción de biogás a escala laboratorio Se realizó la prueba de digestión anaerobia a través de digestores tipo batch a escala laboratorio, a través de un arreglo en batería de tubos de PVC, figura 8. El cuerpo del digestor estuvo constituido por un tubo de PVC de 6 pulgadas de diámetro, el cual permitió contener la biomasa del sustrato que fue analizado. El monitoreo de las condiciones en el interior del digestor, fue a través de tres pozos de muestreo, conformados por válvulas de globo en la parte superior , que permitieron abrir y cerrar para introducir una sonda para conocer la temperatura, el pH en el interior del mismo, en la parte del interior del digestor por donde se introduce la sonda se añadieron a las válvulas tubos DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 36

Capítulo III: Metodología

de PVC de la dimensión de la válvula con la longitud necesaria para hacer un sello hidráulico y no se presentaran fugas del biogás generado durante el monitoreo. En la parte inferior del digestor se colocaron dos válvulas para poder extraer muestras de la biomasa en el interior del digestor para poder caracterizar las bacterias que se desarrollan durante cada etapa de la digestión anaerobia. La salida de biogás del digestor, se posicionó en la parte superior a la entrada de alimentación, en la sección trasera del cuerpo del digestor. El sistema periférico de transporte de biogás, se compone de una válvula de globo de una pulgada de diámetro la cual permite la salida del biogás hacia el exterior del digestor, la cual está conectada al menos a un arreglo un contenedor de geomembrana de PVC para almacenar el biogás generado. La salida del digestor estuvó constituida por una válvula de esfera de dos pulgadas y varios accesorios de dos pulgadas, los cuales cumplen la tarea de hacer que el digestor trabaje de forma tipo intermitente, cuando se cierra la válvula y se espera a que se agote la producción de biogás o flujo continuo cuando se cierra y se abre diariamente para extraer una cantidad del sustrato analizado. b. Diseño de monitoreo Como se mencionó anteriormente el cuerpo del digestor posee cinco válvulas colocadas a 10 centímetros de distancia entre cada válvula para monitorear las condiciones en el interior del digestor. Para ello, la temperatura fue monitoreada a través de termopares tipo J que eran introducidos en el interior del digestor, la señal fue recibida por una tarjeta de adquisición de datos, National Instrument de 4 canales, NI USB 9162, la cual recolectaba los datos en la computadora. El monitoreo se realizó cada segundo del día durante toda la experimentación de este trabajo, debido a que era importante conocer las horas del día en que la temperatura se volvía criticas (rango máximo y mínimo de temperatura) durante el proceso de digestión anaerobia. La lectura del pH, se realizó de manera manual, diariamente se extraía una porción del interior del digestor a través de las válvulas en la parte inferior y por medio de varios medidores de pH, tiras de pH, tipo pluma, pH de bulbo. c. Prueba hidráulica y neumática De acuerdo a las normas de seguridad, se realizaron pruebas hidráulicas a cada uno de los digestores, en las cuales se colocaron 20 litros de agua en el interior del digestor y se dejaron por 8 días en el digestor. La prueba neumática para cada uno de los digestores y para la tubería de biogás, consistió en el llenado de una columna de agua y mediante la apertura de las válvulas de cada digestor,

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 37

Capítulo III: Metodología

si existía desplazamiento en el interior de la columna, existía la presencia de alguna fuga de gas. La prueba neumática se realizó después de la prueba hidráulica. d. Elaboración de muestra para digestión anaerobia La preparación de la mezcla fue la etapa inicial del proceso de la digestión anaerobia, aquí se controló el tamaño de la partícula que entro al digestor a través de una criba con un tamaño de partícula menor a 0.005 m de diámetro (0.002 m2). Se seleccionaron 4 muestras de las cuales el 50% fue una mezcla aleatoria de frutas y verduras, el 50% restante estuvo conformada por naranja (E-A), mango (E-B), jitomate (E-C) y una mezcla de los tres (E-D). El control del pH fue regulado a través de carbonato de sodio en relación de 0.005:1 kg de muestra para un valor de pH neutro. La caracterización de la muestra fue de acuerdo a la norma NMX-AA-SCFI-2001, para determinar los sólidos totales se incrementó hasta una temperatura a 103 °C durante 20 min, posteriormente se enfrió a temperatura ambiente y fue pesada. Para determinar los sólidos volátiles se incrementó la temperatura de la mufla hasta 550 °C durante 20 min, se dejó enfriar hasta 103 °C para evitar choques térmicos y nuevamente hasta una temperatura de 25°C, finalmente se pesó la muestra. e. Monitoreo de producción de biogás La producción de biogás fue cuantificada a través de un dispositivo conformado por una probeta invertida de un litro de capacidad volumétrica, contenida en un recipiente de cristal de 15 litros. En la parte superior la probeta presentó un cabezal en forma de herradura para la conducción de biogás, procedente del almacén de geomembrana de PVC, dicho cabezal permitió conducir el biogás hacia el interior de la probeta para su medición. La línea de conducción posterior a la probeta permitió la introducción de una sonda de un analizador portátil, la cual monitorio la calidad del biogás en porcentaje de concentración de metano y su posterior combustión. f.

Analizador de biogás

La cuantificación del porcentaje de metano (CH4) dióxido de carbono (CO2) y ácido sulfhídrico (H2S) se realizó a través de un analizador portátil de biogás PGD3-COMBI-R, el cual cuantifico el metano y el dióxido de carbono en 100% volumen, la presencia del oxígeno en 20% y el rango máximo de ácido sulfhídrico fue de 0- 200 ppm. g. Producción de biogás dos fases Una vez que se cuantifico la producción de biogás a escala laboratorio en una sola fase, se procedió a desarrollar un sistema de doble fase para mejorar la calidad de metano presente en el biogás. Para ello se desarrolló un diseño de experimentos en cuadro latino de dos factores: tiempo DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 38

Capítulo III: Metodología

de retención hidráulico y el porcentaje de lodo activado del volumen total en la primera etapa, tabla 3.3 Teniendo como variable de respuesta el pH, la concentración de metano en la primera etapa y la concentración de metano en la segunda etapa. Tabla 3. 3. Diseño en bloques completos al azar (DBCA) de la producción de biogás en dos fases.

Bloque I TRH

Bloque II (Carga de alimentación del volumen total) 25% 50% 75% A B C D E F G H I

24 48 72

Para la experimentación se desarrolló en el banco de digestores previamente mencionados y se adicionaron 9 digestores de 4 litros de capacidad volumétrica, en el cual se desarrolló la primera etapa. La metodología de monitoreo de variables y cuantificación de biogás se procedió como en la etapa anterior. h. Producción de biogás escala piloto Se emplearon dos digestores de geomembrana de PVC, figura 8, aislados térmicamente de las paredes laterales e inferior con una capa de 0.1016 m (4 in) de poliestireno de alta densidad, cada uno con una capacidad de 24,000 litros, uno operando sin agitación (figura 3.6) y el otro en agitación intermitente (figura 3.4) de 10 min / día, en dos jornadas de operación (5 min). El rendimiento de producción de biogás fue medido a través de un medidor de gas por desplazamiento (Menna et al., 2007). La eficiencia de operación del digestor se midió mediante la prueba de sólidos volátiles tomadas al inicio y salida del digestor. La cuantificación del valor de la velocidad en el interior del digestor fue realizado experimentalmente a través de una esfera de plástico de una densidad mayor a la densidad del fluido presente en el interior del digestor para medir la velocidad en el fondo del digestor; una segunda esfera de menor densidad para medir la velocidad en la zona superior del digestor, dimensionadas bajo el principio de Arquímedes reducida a la siguiente expresión:

𝜌1 ∗ 𝑉1 = 𝜌2 ∗ 𝑉2

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

(3.19)

P á g i n a | 39

Capítulo III: Metodología

Figura 3. 6 Digestor piloto (10,000 litros). Donde 𝜌1 es la densidad de la biomasa en el interior del digestor, 𝑉1 el volumen de la biomasa, 𝜌2 es la densidad de la esfera, 𝑉2 el volumen de la esfera. Ambas esferas fueron conectadas por separado a una bobina de inducción la cual relacionó el número de revoluciones de la bobina con la distancia de la esfera recorrida en un intervalo de tiempo de 10 segundos, para cuantificar la velocidad presente en el interior del digestor a diferentes alturas a 15, 25, 50, 75, 85 y 100 centímetros medidos desde la superficie inferior del volumen del digestado. i.

Análisis energético de periféricos

Para el monitoreo del consumo de energía del combustible (gasolina) se sustituyó el tanque de gasolina del equipo, figura 3.7, por una probeta de laboratorio de un litro de capacidad conectada a la toma de alimentación de gasolina. Posteriormente se consideró como fuente de energía el biogás, generado a partir de la descomposición de residuos de frutas y verduras, para el abastecimiento de energía del sistema de recirculación de la biomasa. La molienda del sustrato se llevó a cabo en molino marca BOMERI modelo PD6 COMPACT. Dicho molino trabaja con motor de combustión interna de 5.5 HP Y 2850 RPM. El equipo de recirculación empleado consistió en una motobomba de marca HYUNDAI modelo HY80, la cual, trabajó con un motor de combustión interna de 7.0 hp de potencia (W). La conversión de energía térmica del biogás a eléctrica se realizó a través de un motogenerador Honda de 9.00 kW.

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 40

Capítulo III: Metodología

Figura 3. 7 Esquema de mecanismo para monitoreo de consumo de combustibles en un motor de combustión interna.

6. Etapa III a. Almacenamiento de biometano El almacenamiento del biometano contempló el uso de un tren de compresión, figura 3.8, un sistema de enfriamiento para descenso de temperatura en la corriente de biometano. Se empleó un compresor EVANS E040ME050-040 de una etapa con motor eléctrico de 0.5 hp conectado a un arreglo de filtros con tratamiento biológico, físico, químico el cual depositaba el biometano purificado a presión atmosférica en un almacén de 2000 litros construido de geomembrana de PVC. Posteriormente se empleó un segundo compresor de 0.5 hp el cual transportó el biometano a través de un serpentín helicoidal en el interior de una cámara de enfriamiento operada a -10 °C hasta alcanzar una presión de 14 kg/cm2, en el interior de un tanque de almacenamiento para gas LP. La cantidad de biometano almacenado fue cuantificado por una báscula BPP40. El suministro de energía eléctrica de los equipos se realizó a través de un motogenerador Honda de 9.00 kW.

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 41

Capítulo III: Metodología

Figura 3. 8 Diagrama de proceso para purificación-almacenamiento de biometano.

b. Purificación de biometano La primera etapa es la desulfuración que se llevó a cabo por medio de la bacteria “sulfurosas” en un biofiltro de lecho fijo, donde se mantuvieron las condiciones y parámetros para que el microorganismo se desarrolle (una inyección aire al 5% en promedio), se limitó la entrada de aire, el soporte incorporado está constituido por desechos de rastrojo que permitieron mantener la superficie adecuada para las bacterias, el soporte se humedecido para inmovilizar los microorganismos y además de dar una superficie adecuada para la desulfuración mediante bio-películas capaces de reducir la cantidad de H2S entre un 50% y un 85% dejando eventualmente a la salida CO2 y H2O. El primer filtro se consideró del tipo biológico y su principal finalidad fue reducir el contenido de ácido sulfhídrico e incluso compuestos orgánicos volátiles, su diseño de construcción contempló un tubo de PVC de 50.8 mm de diámetro y 1 m de longitud, las tuberías por donde se transportó el biogás fueron de un diámetro de 12.7 mm, la primer tubería de transporte conectada por un extremo a la llave de paso del compresor I y del otro extremo a la entrada del tubo de PVC de 50.8 mm. En la parte interior del extremo inferior del tubo de PVC, se colocó un recipiente (PVC) de diámetro ligeramente inferior a una tapa que a su vez fue ajustada al tubo de PVC de 50.8 mm, es decir en cada extremo del tubo de 50.8 mm se colocó una tapa con un orificio para dejar entrada a la DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 42

Capítulo III: Metodología

tubería de 12.7 mm, las tapas presentaron la particularidad de ser removibles para la renovación del material filtrante. A la salida del filtro, se colocó una tubería de 12.7 mm ajustada a la tapa como ya se había mencionado antes y en la parte media de la longitud de dicha tubería se colocó una llave de paso para controlar el flujo de gas sin H2S que entró al siguiente filtro. Después de la salida del primer filtro la tubería de paso de biometano, presentó un primer codo y después una tubería de longitud ajustable colocada de manera horizontal, un segundo codo y otra tubería de longitud ajustable a la entrada del siguiente filtro. La segunda etapa es la reducción de la cantidad de CO2 que entró en contacto con una solución sobresaturada de hidróxido de potasio, la cual se efectuó con una presión entre 6 y 12 psi, aprovechando la solubilidad del CO2 y mejorando la purificación del biometano. La reacción de absorción con hidróxido de potasio, que se llevó a cabo en el segundo filtro nos indica el valor teórico de reactivos necesarios para la eliminación del CO2 presente en 1 m3 de biogás considerando un 40% de CO2, de acuerdo a la ecuación 15.

2𝐾𝑂𝐻𝑎𝑞 + 𝐶𝑂2𝑔 → 𝐾2 𝐶𝑂3𝑎𝑞 + 𝐻2 𝑂

(3.20)

Donde :

𝑚𝐶𝑂2

𝑔 (. 54 𝑎𝑡𝑚) ∗ (400 𝑙) ∗ (44 ) 𝑃 ∗ 𝑉 ∗ (𝑃. 𝑀.𝐶𝑂2 𝑚𝑜𝑙 = = = 720 𝑔 𝑑𝑒 𝐶𝑂2 𝑎𝑡𝑚 ∗ 𝑙 𝑅∗𝑇 (0.082 ) ∗ (298°𝐾) °𝐾 ∗ 𝑚𝑜𝑙

Por cada metro cubico de biogás con una concentración del 40% de CO2, inyectado al filtro a una presión de 8 psi, se requirió 2.84 kg de hidróxido de potasio (KOH), para una extracción del 90% equivalente a 360 litros de CO2.

𝐾2 𝐶𝑂3𝑎𝑞 + 𝐶𝑎(𝑂𝐻) + ∇ → 2𝐾𝑂𝐻𝑎𝑞 + 𝐶𝑎𝐶𝑂3

(3.21)

El segundo filtro fue construido de manera similar al primero, es un recipiente de PVC de diámetro 50.8 mm y longitud 70 cm, que esta sellado por una tapa con dos orificios de 12.7 mm, en el primer orificio encuentra la tubería de gas, casi llegando al fondo del recipiente, en el segundo oficio se colocó tubería de 12.7 mm. La parte interna inferior del segundo filtro presentó una geometría cónica con una tubería como conexión a la cual se le añadió una llave de paso, esto para poder retirar la solución de K2CO3. La extracción fue realizada una vez que la solución llego a la saturación con el CO2 generando bicarbonato de potasio (KHCO3), una vez realizada la purga, se DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 43

Capítulo III: Metodología

procede a calentar la solución para regenerar el carbonato de potasio. El tercer filtro es igual al segundo, solo que la solución dentro de este recipiente es de bicarbonato de sodio, el cual es efectivo para eliminar las posibles trazas de gases diferentes al metano. Para proceder a la regeneración, las purgas son colocadas en recipientes separados de acero inoxidable, haciendo referencia a las soluciones saturadas de carbonato de sodio y potasio, una vez colocadas, se calentó cada una a temperaturas de 115ºC, hasta retirar el CO2 absorbido, cada recipiente debe tener una pequeña salida con una tubería que está conectada a un condensador con la finalidad de separar el agua evaporada mezclada con el CO2, así de esta forma será posible recuperar CO2 puro, así como el agua es posible recuperarla para preparar de nuevo las soluciones y crear un sistema cíclico

Figura 3. 9. Diagrama de proceso para purificación de biometano.

A continuación se presentan los resultados obtenidos, con la metodología planteada para dimensionar y recuperar biometano a partir de residuos de frutas y verduras a través de digestores tubulares tipo bolsa y un sistema de purificado biológico, físico y químico.

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 44

Capítulo IV: Resultados y discusión Introducción

Capítulo IV

Resultados y discusión

A continuación se presenta una descripción cualitativa de los campos y los gradientes de velocidad e intensidad de turbulencia, mostrando información cuantitativa a diferentes alturas en el interior del volumen del digestado en el biodigestor tipo bolsa analizado. En el estudio se ha hecho especial hincapié en la detección de canales preferentes de recirculaciones, zonas muertas y caminos preferentes en el interior del volumen del digestado, para alcanzar una producción mejorada de biogás para ser purificado y almacenado a un bajo costo energético. 1. Etapa I a. Digestor En este trabajo se empleó un dimensionamiento para el digestor de 24 m3 de 𝑉𝐷𝑅 , del cual 10 m3 fueron depositados en la zona inferior 𝑉𝐷𝑂 y 14 m3 en el contenedor para el almacenamiento de biogás 𝑉𝐵 . El VB fue dimensionado para una carga de alimentación X1 de 333 kg con un TRH de 30 días, 10% de ST y 75% SV, por la particularidad de la muestra en los ST, no se incorporo 𝑉𝐻2 𝑂 a la carga. El 𝑉𝐵 calculado para la muestra fue de 14 m3 por día, para una EDT del 48% de eficiencia en reducción de ST para un digestor tipo bolsa sin agitación. La zona del 𝑉𝐷𝑂 adoptó una geometría rectangular de 1 m x 1 m x 10 m (L1 x L1 x L2). b. Diseño original Velocidad El flujo en el interior del reactor procedente del sistema de recirculación describió un movimiento en forma de canal abierto, debido a que la superficie superior del volumen no se encuentra en contacto con una superficie fija. En este modelo se resaltó un sistema de agitación a través del canal de alimentación, el cual permitió introducir el fluido en la parte inferior del volumen del digestado. Las Figura 4.1 y 4.2 muestran los campos de velocidades en el interior del volumen DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 45

Capítulo IV: Resultados y discusión Introducción

del digestado. Como se puede observar, se alcanzaron máximas velocidades de 1.00 m/s (sin tener en cuenta las velocidades alcanzadas en el interior de las tuberías), siendo la velocidad media de 0.648 m/s, Tabla 4.1. En la Figura 4.1, se representan los planos de velocidad horizontales desde 0.00 m hasta el 1.0 m de altura, se pone de manifiesto la circulación inducida se va amortiguando conforme se desplaza el flujo hacia la salida del volumen de la mezcla. Se aprecia una zona de velocidades bajas después de una distancia de 4 metros posterior al canal de recirculación.

Tabla 4. 1 Velocidad promedio en el interior del volumen del digestado. Código

Modelo 0

00-00-00-00

Velocidad promedio X m/s

Velocidad promedio Y m/s

Velocidad promedio

0.628

0.668

0.648

Volumen digestado m/s

Figura 4. 1. Contorno del comportamiento de la velocidad en el interior del diseño original de biodigestor tipo bolsa, planos horizontales. a) dx=0.00 m, b) dx=0.15 m, c) dx=0.25 m, d) dx=0.50 m, e) dx=0.75 m, f) dx=0.85 m, g) dx=1.00 m.

La desembocadura del sistema de recirculación al interior del volumen del digestado propuesto para este modelo, originó un efecto localizado en sus inmediaciones por el cual las DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 46

Capítulo IV: Resultados y discusión Introducción

características del flujo son de un orden de magnitud mayor a las del resto del fluido en el interior del digestor, como se aprecia en la Figura 4.2. Sin embargo, la influencia de este flujo a mayor velocidad pronto se atenúo debido a su dispersión en el interior del gran volumen del digestado, su efecto fue casi nulo a los 4 metros de distancia en el interior del volumen, este hecho es fácilmente apreciable observando la evolución del campo de velocidad con la altura en la Figura 4.2 en los plano b, d, f.

Figura 4. 2 Contorno del comportamiento de la velocidad en el interior del diseño original de biodigestor tipo bolsa, planos verticales. a) dy=0.00 m, b) dy=0.15 m, c) dy=0.25 m, d) dy=0.50 m, e) dy=0.75 m, f) dy=0.85 m, g) dy=1.00 m. En el plano YZ mostrado en la Figura 4.3, cercano al canal de recirculación en las líneas de trayectorias l2, l5 y l8 se observan los picos de velocidad a la cota de 2 metros de longitud medida desde la pared posterior, por otro lado, se apreció la caída en la magnitud de velocidad a la cota de 9 metros de longitud, debida al efecto de transito del flujo cercano a la salida de digestor.

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 47

Capítulo IV: Resultados y discusión Introducción

Figura 4. 3 Módulo de velocidad a diferentes alturas en el diseño de biodigestor original. l1 (0.25, 0.25, 0), l2 (0.50, 0.25, 0), l3 (0.75, 0.25, 0), l4 (0.25, 0.50, 0), l5 (0.50, 0.50, 0), l6 (0.75, 0.50, 0), l7 (0.75, 0.25, 0), l8 (0.25, 0.75, 0), l9 (0.75, 0.75, 0). Desactivando en el software “Fluent”, la herramienta “Filled” en la opción para mostrar los contornos de velocidad, la Figura 4.4, muestra de una manera gráfica el volumen activo ó útil, en el que se presentó el mayor efecto de velocidad en el interior del volumen del digestado.

Figura 4. 4 Vista representativa del volumen activo del digestor para diferentes planos. a) XZ, b) YZ, c) Isométrico

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 48

Capítulo IV: Resultados y discusión Introducción Intensidad de turbulencia

La Figura 4.5 representa la intensidad de turbulencia a diferentes alturas para los planos YZ. El pico de turbulencia que se observó fue en la entrada del canal de alimentación en la cota de tres metros, se aprecia el efecto de succión del sistema de salida del digestor y su reducción en el efecto posterior a la cota de los 4 metros de distancia en el interior del volumen, este hecho es fácilmente apreciable observando la evolución del campo de intensidad de turbulencia con la altura y la longitud del digestor. Las Figura 4.6 y 4.7 muestran los campos de intensidad de turbulencia en el interior del volumen del digestado. Como se puede observar, se alcanzó el mayor efecto a 36.45%, siendo la intensidad de turbulencia media de 35.18%, Tabla 4.2. Tabla 4. 2 Intensidad de turbulencia promedio en el interior del volumen del digestado.

Modelo 0

Intensidad de turbulencia promedio X %

Intensidad de turbulencia promedio Y %

Intensidad de turbulencia promedio Volumen digestado

33.92

36.45

35.181

%

Figura 4. 5 Módulo de intensidad de turbulencia a diferentes niveles en el diseño de biodigestor original. l1 (0.25, 0.25, 0), l2 (0.50, 0.25, 0), l3 (0.75, 0.25, 0), l4 (0.25, 0.50, 0), l5 (0.50, 0.50, 0), l6 (0.75, 0.50, 0), l7 (0.75, 0.25, 0), l8 (0.25, 0.75, 0), l9 (0.75, 0.75, 0).

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 49

Capítulo IV: Resultados y discusión Introducción

Figura 4. 6 Contorno del comportamiento de la intensidad de turbulencia en el interior del diseño original de biodigestor tipo bolsa, planos horizontales. a) dx=0.00 m, b) dx=0.15 m, c) dx=0.25 m, d) dx=0.50 m, e) dx=0.75 m, f) dx=0.85 m, g) dx=1.00 m.

Figura 4. 7 Contorno del comportamiento de la intensidad de turbulencia en el interior del diseño original de biodigestor tipo bolsa, planos verticales. a) dy=0.00 m, b) dy=0.15 m, c) dy=0.25 m, d) dy=0.50 m, e) dy=0.75 m, f) dy=0.85 m, g) dy=1.00 m.

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 50

Capítulo IV: Resultados y discusión Introducción

c. Análisis fluidinámico modelo propuesto Velocidad Se realizó el estudio de los 16 modelos generados en CFD, para la selección del mejor arreglo de inyectores para la agitación en el digestor propuesto. La Tabla 4.3 mostró que el 25% de los modelos propuestos, Modelo 5 (E2E3E4E5E6E7E9), Modelo 13 (E2E3E5E6E7E8), Modelo 15 (E2E3E4E9) y Modelo 11 (E3E4E7E8), presentaron una velocidad promedio mínima del 12.5% (0.25 m/s) de la velocidad de inyección (2.0 m/s) en el volumen del digestado. El arreglo del modelo 5 presentó la velocidad de agitación más alta en el VDO, el cual incluye una recirculación a través de 8 inyectores operando al mismo tiempo. El modelo opuesto a E2E3E4E5E6E7E9 fue descartado, por presentar un valor de nulidad en la velocidad de inyección del flujo recirculado. Tabla 4. 3. Valores de la velocidad promedio en los modelos propuestos. Código

Modelo 1 Modelo 2 Modelo 3 Modelo 4 Modelo 5 Modelo 6 Modelo 7 Modelo 8 Modelo 9 Modelo 10 Modelo 11 Modelo 12 Modelo 13 Modelo 14 Modelo 15 Modelo 16

Velocidad Velocidad Velocidad promedio promedio promedio X Y Volumen digestado m/s m/s m/s

00-11-00-11 01-00-10-11 10-11-01-00 01-11-10-00 11-11-11-11 01-01-01-01 10-10-10-10 11-01-00-10 10-00-01-11 00-10-11-01 01-10-01-10 10-01-10-01 11-01-11-10 00-01-11-10 11-10-00-01 00-00-00-00

0.268 0.157 0.223 0.204 0.452 0.262 0.264 0.252 0.237 0.237 0.271 0.269 0.288 0.238 0.288 0.000

0.229 0.127 0.190 0.179 0.378 0.229 0.229 0.215 0.204 0.192 0.231 0.229 0.243 0.192 0.243 0.000

0.248 0.141 0.206 0.191 0.414 0.245 0.246 0.233 0.220 0.214 0.251 0.249 0.265 0.215 0.265 0.000

Del análisis previo, se percibió que el modelo 5 tiene el mayor efecto en la velocidad, 0.4148 m/s, lo cual es considerable, ya que este arreglo es el que está presente en la inyección de los ocho DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 51

Capítulo IV: Resultados y discusión Introducción

inyectores (superiores e inferiores) de las paredes frontal y posterior. El modelo 3 está conformado por los dos inyectores inferiores en ambas paredes, con un valor de 0.2655 m/s, su reducción de velocidad respecto al modelo anterior del 50 % (0.1492 m/s), se debe a la omisión de los dos inyectores superiores. El modelo 15, constituido por un inyector superior en la pared posterior (P4), dos inyectores superiores en la pared frontal y un inyector inferior en esta misma (P 5), presentó un valor de 0.2654 m/s, la reducción respecto al primer modelo, menor al 1%, es la reducción del 50% del número de los inyectores iniciales, el cual no presentó una gran diferencia respecto al modelo anterior en el que solo estuvieron presente 6 inyectores del valor inicial. La Figura 4.8 muestra el comportamiento de la velocidad en los tres mejores modelos; modelo 5, modelo 13 y modelo 15, presentando una similitud de efecto de velocidad en las zonas de entrada y salida de cada uno de los modelos propuestos. Se observó una diferencia significativa en el interior del volumen del digestado al reducir en cada uno de los modelos el 25% del número de los inyectores propuestos, resaltando una disminución de movimiento en la longitud interna del volumen del digestado.

Figura 4. 8 Trayectoria del movimiento de las partículas en la agitación del volumen del digestado. a) modelo 5. b) modelo 13. v) modelo 5. Se observó de acuerdo al diagrama de Pareto, Figura 4.9, al menos 6 modelos se encuentran dentro la zona “muchos triviales”, presentando un valor menor al 12.5% del valor de inyección. Dentro de los modelos “pocos triviales”, 10 modelos tienen una valor superior al 12.5 % del valor de inyección, de los cuales se observó que 8 modelos presentan una diferencia significativa menor al 1% en descenso del valor de inyección velocidad, considerando como el mejor arreglo de inyectores al DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 52

Capítulo IV: Resultados y discusión Introducción

modelo 15, al presentar una alta velocidad, respecto a los otros modelos con dos inyectores posicionados en la zona inferior de pared posterior, uno a nivel superior en la misma pared, definiendo el cuarto inyector, en la pared frontal a nivel inferior medido desde nivel de suelo.

Figura 4. 9 Diagrama de Pareto para evaluación de la velocidad en el volumen del digestado. Intensidad de turbulencia El fenómeno de turbulencia con mejor efecto, se observó en el modelo 12 con un valor de 388.48 %, el cual presentó un inyector posicionados en un nivel superior e inferior de las paredes frontales y posteriores, los cuales generan un flujo turbulento desde la parte inferior del VDO provocando una agitación homogénea desde la parte inferior hacia la superior en el digestor. A diferencia del comportamiento presentado en el análisis de la anterior, el modelo 5 y el modelo 13, no presentaron el mayor efecto en el fenómeno de turbulencia, 186.40 % y 174.04 %, causado por la configuración en contraflujo de los inyectores E6 y E7 en la pared frontal, ya que el flujo recirculado al estar cercano al salida del equipo no permite se desarrolle este en el interior.

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 53

Capítulo IV: Resultados y discusión Introducción

Tabla 4. 4. Valores de la intensidad de turbulencia promedio en los modelos propuestos. Código

Modelo 1 Modelo 2 Modelo 3 Modelo 4 Modelo 5 Modelo 6 Modelo 7 Modelo 8 Modelo 9 Modelo 10 Modelo 11 Modelo 12 Modelo 13 Modelo 14 Modelo 15 Modelo 16

Intensidad de turbulencia promedio X %

00-11-00-11 01-00-10-11 10-11-01-00 01-11-10-00 11-11-11-11 01-01-01-01 10-10-10-10 11-01-00-10 10-00-01-11 00-10-11-01 01-10-01-10 10-01-10-01 11-01-11-10 00-01-11-10 11-10-00-01 00-00-00-00

33.92 160.91 367.55 2.27 376.41 192.95 0.63 179.94 177.21 179.97 0.62 0.62 608.86 180.14 180.65 0.00

Intensidad de turbulencia promedio Y % 36.45 149.92 341.37 2.20 388.56 179.85 0.61 167.80 165.20 167.79 0.61 0.61 168.11 167.94 168.42 0.00

Intensidad de turbulencia Volumen digestado % 155.41 354.46 2.23 382.48 186.40 0.61 173.87 171.20 173.87 0.61 0.61 388.48 174.04 174.53 174.04 0.00

Se observó de acuerdo al diagrama de Pareto, Figura 4.10, al menos 9 modelos se encuentran dentro la zona “muchos triviales”, presentando un valor menor al 174% del valor de la intensidad de turbulencia. Dentro de los modelos “pocos triviales”, 7 modelos tienen una valor superior al 174 %, de los cuales se observó que 2 modelos presentan una diferencia significativa menor al 1%, considerando como el mejor arreglo de inyectores al modelo 12, respecto a los otros modelos con un inyector posicionado en la zona inferior de pared posterior, uno a nivel superior en la misma pared, definiendo el cuarto inyector, en la pared frontal a nivel inferior medido desde nivel de suelo. Se presentaron en 14 modelos un efecto de alta turbulencia y 4 modelos presentaron baja turbulencia. A diferencia del análisis de velocidad, se resaltó el uso de cuatro inyectores para generar una mayor turbulencia, modelo 12, modelo 4 y modelo 2 a diferencia del modelo 5.

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 54

Capítulo IV: Resultados y discusión Introducción

Figura 4. 10. Diagrama de Pareto para evaluación de la intensidad de turbulencia en el volumen del digestado. Aplicando la regla 80/20 en la metodología de Pareto, como se muestra en la Figura 4.10, se observó para el efecto de la intensidad de turbulencia en el interior del VDO, el arreglo de inyectores E2E5, es el responsable del 16% de la aportación la velocidad de agitación del VDO, dicho arreglo, de acuerdo al DoE, es similar al arreglo E6E9, los cuales estuvieron presentes en el arreglo con mayor velocidad y con el mayor efecto de intensidad de turbulencia, su comportamiento es representado en la Figura 4.11 a través de las trayectorias de la intensidad de turbulencia en el interior del volumen del digestado.

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 55

Capítulo IV: Resultados y discusión Introducción

Figura 4. 11 Intensidad de turbulencia en el interior del volumen del digestado, modelo 12. a) Vista representativa derecha, b) vista representativa izquierda, c) vista lateral derecha. Las Figuras 4.12 y 4.13 representan la intensidad de turbulencia a diferentes alturas para los planos XZ y YZ. Los planos señalados permitieron visualizar el volumen activo de la dispersión del fluido en el interior del digestor, la cual se presentó en la totalidad del volumen del digestado, principalmente en la línea central con un volumen útil de 2 m3. Se observó un pico de turbulencia próximo en el volumen central, entre la cota 4 y 7, Figura 4.14, causado por el posicionamiento o puesto de los inyectores propuestos en el modelo 12. Para cotas intermedias se observó el efecto de la recirculación disminuido, debido a la impulsión o la absorción del flujo.

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 56

Capítulo IV: Resultados y discusión Introducción

Figura 4. 12 Contorno del comportamiento de la intensidad de turbulencia en el interior del modelo 12, planos horizontales. a) dx=0.00 m, b) dx=0.15 m, c) dx=0.25 m, d) dx=0.50 m, e) dx=0.75 m, f) dx=0.85 m, g) dx=1.00 m.

Figura 4. 13 Contorno del comportamiento de la intensidad de turbulencia en el interior del modelo 12, planos verticales. a) dy=0.00 m, b) dy=0.15 m, c) dy=0.25 m, d) dy=0.50 m, e) dy=0.75 m, f) dy=0.85 m, g) dy=1.00 m.

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 57

Capítulo IV: Resultados y discusión Introducción

Figura 4. 14 Módulo de intensidad de turbulencia a diferentes niveles en el diseño de biodigestor original. l1 (0.25, 0.25, 0), l2 (0.50, 0.25, 0), l3 (0.75, 0.25, 0), l4 (0.25, 0.50, 0), l5 (0.50, 0.50, 0), l6 (0.75, 0.50, 0), l7 (0.75, 0.25, 0), l8 (0.25, 0.75, 0), l9 (0.75, 0.75, 0).

En el plano YZ mostrado en la Figura 4.15, cercano a los canales de recirculación se observan los picos de velocidad a la cota de 1 m y 10, por otro lado, se apreció la caída en la magnitud de velocidad a la cota de 10 metros de longitud, debida al efecto de transito del flujo cercano a la salida de digestor. Se observaron bajos valores de velocidad en el flujo de la biomasa del volumen activo del volumen de digestado.

Figura 4. 15 Módulo de velocidad a diferentes niveles en el diseño de biodigestor original. l1 (0.25, 0.25, 0), l2 (0.50, 0.25, 0), l3 (0.75, 0.25, 0), l4 (0.25, 0.50, 0), l5 (0.50, 0.50, 0), l6 (0.75, 0.50, 0), l7 (0.75, 0.25, 0), l8 (0.25, 0.75, 0), l9 (0.75, 0.75, 0).

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 58

Capítulo IV: Resultados y discusión Introducción Discusión

Se observó en los modelos propuestos con los inyectores en las partes superiores una mayor velocidad en el interior del digestor, los que son benéficos para el fraccionamiento de la capa superior que se forma en el interior del digestor, sin embargo, los mayores niveles de intensidad de turbulencia, fueron observados cuando los inyectores son posicionados a contraflujo a diferentes alturas en el interior del digestor. En la investigación realizada se observó una mayor velocidad promedio en el interior del modelo de biodigestor original (0.648 m/s) respecto a los modelos propuestos, resaltando un pico de alta velocidad en el 30% de la longitud del diseño. El valor de velocidad obtenido fue provocado por el flujo inyectado en una sola dirección, el cual propuso que el volumen agitado fuera en una sola dirección hacia la salida del equipo, situación que es contraria en el modelo 12 propuesto en este trabajo, debido a que este modelo inyectó la biomasa en un flujo fraccionado en 4 inyectores en dirección opuesta a diferentes alturas, provocando la reducción del movimiento reflejándose en un menor valor de la velocidad en el interior del modelo. Por lo tanto el modelo original de biodigestor, presentó en la evaluación de velocidad mejor comportamiento respecto a cualquier modelo propuesto, figura 4.16. Se observó en los inyectores (r= 0.0254 m) y la velocidad de inyección (2 m/s) propuestos, solo se desarrolla una longitud efectiva de agitación en 6 metros en el arreglo de los cuatro inyectores propuesto, se presentó un volumen efectivo de agitación de 6 m3, lo que representó un 60% del volumen total del VDO con movimiento, en un rango de media velocidad de agitación de acuerdo con Binxin (2010). El 40% del digestor fue considerado como una región inactiva, ya que su velocidad fue menor al 5% de la velocidad de máxima en el interior del VDO (0.20 m/s) de acuerdo a las consideraciones de Vesvikar y Al-Dahhan (2005).

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 59

Capítulo IV: Resultados y discusión Introducción

Figura 4. 16 Módulo de velocidad a diferentes alturas. a) Diseño de biodigestor original, b) Modelo propuesto (modelo 12). En este trabajo, la unidad de medición que se buscó para medir la efectividad de la agitación en el interior del biodigestor fue la intensidad de turbulencia, debido a que es el parámetro que permite visualizar el movimiento y alteración de las partículas en el interior. Del análisis desarrollado se observó que el modelo 12 propuesto en este trabajo presentó en el 70% del V DO un efecto mayor al 20% de intensidad de turbulencia, superando en gran medida al 10% del efecto alcanzado en el diseño de biodigestor original. A diferencia de la baja velocidad que presentó el modelo 12 atribuida al posicionamiento de los inyectores propuesto, la dirección del flujo permitió que las direcciones de inyección chocaran entre ellas elevando el efecto de intensidad de turbulencia en la línea central del VDO, presentando el mayor índice de intensidad de turbulencia, figura 4.17. Por lo descrito anteriormente el posicionamiento de inyectores a paralelos y en diferentes alturas, en este trabajo se recomienda para lograr un mayor efecto en la agitación de un biodigestor tipo bolsa.

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 60

Capítulo IV: Resultados y discusión Introducción

Figura 4. 17 Módulo de velocidad a diferentes alturas. a) Diseño de biodigestor original, b) Modelo propuesto (modelo 12). A diferencia de Meroney (2008), Bargaman (1968) y Vesilind (2003), no se recomienda un transporte mayor al 40% del VDO, debido a que las altas revoluciones en los dispositivos mecánicos de recirculación, que en su mayoría emplean para alcanzar altas velocidades en los inyectores, revoluciones mayores a las 3600 rpm en sus difusores, pueden provocar daño a las células microbianas por las fuerzas mecánicas del equipo (Morales y Cristinani, 2006; Deublein et al., 2008) y una reducción en la producción de biogás de acuerdo a lo reportado por Stafford (1982) con revoluciones mayores a las 1000 rpm. d. Análisis de transferencia de calor El valor del flujo de calor que es absorbido a través de la geomembrana PVC se determinó de manera experimental, empleando 200 litros de agua en un recipiente construido del mismo material de PVC con una geometría de 1.00 m x 1.00 m x 0.20 m, Figura 4.16. La cantidad de energía que el PVC permite transportar se determinó a partir del gradiente de temperatura que presentó el fluido. El agua en su estado de reposo marcó una temperatura de 25 °C a las 8:00 am de la mañana, el monitoreo de la temperatura se realizó durante 8 horas a través de del sistema de adquisición de datos. La temperatura máxima registrada por la tarde al final de la prueba fue de 60 °C, determinando que el flujo de calor efectivo para el calentamiento era 1016 W/m2, en días de verano, Figura 4.18. En época invernal la mínima registrada fue de 14 °C y máxima de 23 °C, por lo que el flujo efectivo fue de 697 W/m2, Figura 4.19.

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 61

Capítulo IV: Resultados y discusión Introducción

Figura 4. 18 Dispositivo para cuantificación de flujo de calor. La Figura 4.20 muestra el comportamiento interno de la temperatura para 4 colores de geomembranas, negra, azul, gris, blanca, resaltando una mayor absorción de radiación solar con la geomembrana gris, con temperaturas de 23 °C, seguida por la geomembrana de color blanca, negra y finalmente la de coloración azul.

Figura 4. 19 Monitoreo de temperatura para diferentes materiales en periodo invernal (48 hrs). DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 62

Capítulo IV: Resultados y discusión Introducción

Figura 4. 20 Monitoreo de temperatura para diferentes materiales en periodo invernal.

Para el análisis térmico del volumen del digestado, se consideró una temperatura en el interior de 35 °C, considerando un rango de operación mesofilico. El análisis determinó que el 58% del calor se pierde por las paredes laterales, 29% se pierde por la pared inferior, 4% por la pared frontal y posterior, finalmente el 6% restante se pierde por la parte superior del volumen de biogás, Tabla 4.5. Tabla 4. 5. Resultado de flujo de calor a través de cada pared del horno. Pared Frontal Posterior Lateral Derecha Lateral Izquierda Techo Suelo

P1 P2 P3 P4 P5 P6

Valor

Unidad

30.1036

W

30.1036

W

301.1036

W

301.1036

W

62.2130

W

301.1036

W

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 63

Capítulo IV: Resultados y discusión Introducción

Se determinó que la pérdida de calor diaria es de 1025 W, de los cuales el 87% del calor transferido es a través de la superficie inferior del biodigestor. La energía requerida en forma de calor para mantener el rango mesofilico es equivalente a 2.87 kg de biogás. Se observó que implementado un espesor de 0.03175 m (3.175 cm, 1.25 in) se logra reducir la perdida de calor en un 50%, sin embargo el volumen del material empleado como aislante respecto a la demanda energética para mantener el reactor operando en un rango de temperaturas mesofilicas, es favorecido con un espesor mayor a 0.0504 m (5.04 cm, 2 in), al eliminar la fuente de calor externa del reactor por 12 hrs en ausencia de radiación solar, Figura 4.21.

Figura 4. 21 Comportamiento de las pérdidas de calor respecto al espesor del aislante. Partiendo del análisis de transferencia de calor, se observó la temperatura y su comportamiento en el interior del biodigestor, está directamente relacionado con el área aislada térmicamente del biodigestor, Figura 4.21. Del mismo modo se observó la dependencia de la altura del almacén en el comportamiento de la temperatura en el interior del biodigestor, el cual para absorber energía presentó mejor rendimiento cuando la altura entre la interfaz biogás y biomasa está reducida al mínimo. Ver Figura 4.22 y Figura 4.23.

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 64

Capítulo IV: Resultados y discusión Introducción

Figura 4. 22 Comportamiento de la temperatura en el interior de un biodigestor.

Figura 4. 23 Comportamiento de las pérdidas de calor respecto al espesor del aislante.

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 65

Capítulo IV: Resultados y discusión Introducción e. Discusión

Se observó una mínima diferencia de temperatura (± 2 °C) en la selección del material de fabricación de un biodigestor tipo bolsa respecto a la coloración propuesta, rechazando en este trabajo, la influencia de la coloración de una geomembrana de PVC como factor influyente para alcanzar una producción mejorada de biogás, no reportado hasta la fecha. De acuerdo al análisis térmico, se cuantificó el beneficio energético por la incorporación de un material aislante en las paredes del biodigestor, de igual manera que Perrigault et al. (2012) quien incorporó paja como material aislante en las paredes inferiores del digestor. Se encontró que la temperatura del interior del volumen del digestado se encuentra a la temperatura de las paredes en las cuales está depositado en la ausencia de un material aislante, resaltando que el uso de un invernadero en la parte superior no presenta un beneficio térmico en la temperatura de operación del biodigestor como lo afirmo Garfi et al. (2011), a menos que exista un material que no permita la transferencia de calor como en el modelo propuesto con sus alrededores. Se observó a través del modelado térmico en CFD la influencia del espesor de la altura de la cavidad de biogás presente en el biodigestor reportado por Garfi et al (2011), ya que este influye directamente en la transferencia de calor hacia el volumen del digestado para incrementar su temperatura, lo cual solo se ve reflejado en la interfaz biogás-volumen de digestado, el cual solo transfiere calor por medio de la convección natural en dicha interfaz. En el modelo propuesto se recomienda un espesor

de un material aislante en las paredes inferiores del biodigestores

directamente relacionado con la altura de la cavidad de biogás para incrementar la temperatura en el interior del volumen del digestado. Al igual que Garfi et al (2011) la temperatura mínima en el interior del biodigestor se detectó entre las 5:00 am y 8:00 am, sin importar la ubicación geográfica del país, por lo que se recomienda en este horario especial atención en el suministro de temperatura para no tener descensos de temperatura en rangos psicrofilicos.

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 66

Capítulo IV: Resultados y discusión Introducción 2. Etapa II a. Producción de biogás a escala laboratorio

Durante la experimentación se corrieron cuatro pruebas E-A, E-B, E-C y E-D, se notó que la temperatura de operación en la cual estuvieron operando los biodigestores fue debajo de los 35 °C y sobre los 13 °C, Figura 4.24. Se notó, que los residuos de frutas y verduras de una central de abastos por sí solos no son capaces de generar biogás, Figura 4.25, debido a que el grupo de bacterias metanogénicas y sus correspondientes grupos de bacterias y enzimas predecesoras para llegar a la metanogenesis, no están presentes de modo natural en los residuos de frutas de una central de abastos. Por tal motivo, se preparó un cultivo de bacterias para que se desarrollara la fermentación por vía metanogénica, el inoculo que se utilizó fue preparado a partir de lodos previamente digeridos a partir de residuos de ganado vacuno (15%), aves (10%), cerdo (15%), suero de leche (15%), lirio acuático (15%), nopal (15%), jitomate (15%) el cual había sido digerido durante un tiempo de retención de 365 días.

Figura 4. 24 Comportamiento de la temperatura en el interior del biodigestor a escala laboratorio.

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 67

Capítulo IV: Resultados y discusión Introducción

Figura 4. 25 Almacén de biogás. El pH durante la experimentación fue un factor determinante, ya que este parámetro, fue el que determinó la etapa de la digestión anaerobia que se estaba desarrollando, lo que influyó directamente en el tipo de bacterias que se desarrollaban y la calidad del biogás generado. La muestra empleada presento al inició un pH de 5, por lo que se procedió a regular el nivel con carbonato de sodio 0.005:1 kg de muestra. El comportamiento las tres mezclas conformadas en un 50% por cada una de las mezclas independientes, E-A, E-B, E-C, presentaron descensos del nivel de pH significativos, lo cual demando la regulación del pH y la adición de carbonato de sodio 0.005:1 kg de muestra durante la digestión anaerobia. La muestra con las proporciones naranja, mango y jitomate (E-D) presentó un mejor comportamiento y un nivel de pH más uniforme, Figura 4.26.

Figura 4. 26 Lectura de pH.

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 68

Capítulo IV: Resultados y discusión Introducción

La producción de biogás fue constante a lo largo de la experimentación, se observó en la Figura 4.27, el rendimiento de generación de biogás en el experimento tipo E-A (naranja), fue el de menor producción, 0.0236 kg de biogás por kilogramo de muestra, el experimento E-C (jitomate), presentó un rendimiento de 0.0354 kg de biogás por kilogramo de muestra. El mejor rendimiento se obtuvo con la adición de mango en la muestra E-B, el cual logró desarrollar 0.0472 kg de biogás por kilogramo de muestra, el cual no presentó una gran diferencia en el rendimiento de biogás en el experimento E-D, el cual solo generó 0.04182 kg de biogás por kilogramo de muestra, resaltando la importancia significativa en la adición de mango en la digestión de residuos de frutas y verduras. Las características iniciales de las muestran respecto a la producción de biogás se muestran en la Tabla 4.6, se presentó un rendimiento de remoción del 41% para el experimento E-A, 58% para el experimento E-B, 79% para el experimento E-C y finalmente 74% para el experimento E-D. En la figura 4.27 se observa la producción de biogás para cada uno de los experimentos realizados.

Tabla 4. 6. Propiedades físicas de las muestras.

1 2 E-A 3 4 E-B 5 6 E-C 7 E-D

Naranja Mezcla Naranja Mango Mezcla-Mango Jitomate MezclaJitomate Mezcla

Solidos totales % 6.9 11.1 18.5 10.5 3.2 7.82

Solidos volátiles % 4.7 35.1 80.1 75.5 2.7 76.4

6.25

89.13

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 69

Capítulo IV: Resultados y discusión Introducción

Figura 4. 27 Producción de biogás a partir de residuos de frutas y verduras para diferentes mezclas.

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 70

Capítulo IV: Resultados y discusión Introducción

b. Discusión A diferencia de los sustratos convencionales empleados para alimentación y aprovechamiento de los sectores ganaderos para generación de biogás (Botero, 1987) (MartiHerrero, 2011) (Poggio et sl., 2009), los residuos de frutas y verduras presentan en estado natural un bajo nivel de pH, lo cual imposibilita de manera natural la digestión anaerobia de este sustrato, generando la necesidad de adicionar un agente químico para regular el nivel de pH como el bicarbonato de sodio (Sitorus, 2013) y una constante operación de agitación para homogenizar y regular el pH. A diferencia de los sustratos convencionales empleados para alimentación y aprovechamiento de los sectores ganaderos para generación de biogás (Botero, 1987) (MartiHerrero, 2011), el uso de residuos de frutas y verduras, permite implementar volúmenes de biodigestores tipo bolsa más pequeños 3:1 o 2:1, debido a que su particularidad de altos niveles de humedad, no requieren adición de agua para reducir el porcentaje de sólidos en la mezcla, empleando el jitomate o cualquier fruta o verdura con igual contenido de humedad, principalmente como medio acuoso (Sitorus, 2013). Sin embargo, su variación está en función de los volúmenes de residuos generados durante las diversas estaciones del año. Se observó en este trabajo de similar concentración de metano, una producción de biogás superior a los 40 m3 obtenido por diversos autores en sustratos convencionales como los residuos de establos vacunos (Ferrer 2011), lo cual hace viable la producción de metano con fines energéticos a partir de residuos de frutas y verduras, los cuales superan los 957 kJ por tonelada de residuo fermentado a través de la digestión anaerobia. Se resalta en este trabajo que a escala laboratorio no es posible ver la factibilidad energética y económica de producción de metano, ya que las operaciones unitarias para mantener un nivel de pH estable en el interior del digestor y una reducción de tamaño de partícula ideal para lograr una digestión anaerobia estable a partir de los residuos de frutas y verduras, tienen una demanda energética la cual estará limitada a los equipos necesarios para su escalamiento.

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 71

Capítulo IV: Resultados y discusión Introducción c. Sistema de dos fases

La experimentación de un sistema a dos fases, mostró un mejor comportamiento en la producción biogás y porcentaje de metano, para el experimento F e I, los cuales permitieron el desarrollo de la etapa acetogénica en la primera fase y en la segunda la metanogénica sin desequilibrar el nivel de pH en esta última, a diferencia de los experimentos A, B, D y G. Los experimentos E y H mostraron producción de biogás y calidad alta de metano, sin embargo, estos fueron menores respecto a los experimentos Fe I. La calidad del metano presente en los experimentos F e I, presentaron una calidad superior al 65% reportado por Marti-Herrero (2012), debido al fraccionamiento de las etapas, sin embargo, el experimento I presentó un alto volumen de biogás con alta calidad de metano en la primer etapa, lo cual se vió reflejado en la segunda etapa en una baja producción de biogás, por lo cual, fue descartado. Finalmente se seleccionó el experimento F, debido a que cumplió el objetivo de lograr una mayor producción de biogás con alta concentración de metano como producto final. Tabla 4. 7 Resultados Fase I.

25% p %CH Vol H 4 2 4. 133 10 0 Bloqu 4 2 eI 4 5. 156 13 TRH 8 5 0 (hrs) 7 5. 186 20 2 8 3 *Vol=Mililitros.

%CO

pH

Bloque II 50% %CH Vol

2

%CO

4

90

5.6

87

6.4

80

6.6 5

149 0 161 2 184 8

pH

Vol

2

17

83

48

52

52

48

75% %CH

2

20

80

15

85

55

45

6.6 5 6.6 8

154 9 186 4 246 2

p H 6. 7 6. 7 6. 8

75% %C Vol H4 3567 69 8 3794 72 2 3196 72 5

6.6

%CO

4

Tabla 4. 8 Resultados Fase II.

p Vol H 60 5. ---0 Bloqu 0 eI 60 5. 1563 TRH 0 8 0 (hrs) 60 6. 2546 0 2 0 *Vol=Mililitros.

25% %C H4

%C O2

40

60

45

55

50

40

p H 6. 2 6. 6 6. 7

Bloque II 50% %C Vol H4 2265 55 3 2345 64 9 2867 65 0

%C O2 45 36 35

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

%C O2 41 28 28

P á g i n a | 72

Capítulo IV: Resultados y discusión Introducción d. Discusión

En este trabajo se observó una mejora notable y mejor control en la producción de biogás a partir de la separación de la digestión anaerobia de una a dos fases como lo reportado por Grimberg et al. (2015) en residuos sólidos municipales, proceso que ya había sido reportado por diversos autores anteriormente desde la década de los 90s (Cho et al., 1995, Dinsdale et al., 2000, Klocke et al., 2008, Shin et al., 2010, Li et al., 2011 and Shen et al., 2013). Durante la investigación se identificó en la segunda fase del proceso de digestión anaerobia, un porcentaje de solidos volátiles menor a 6.4 kg de SV por m3 del volumen del digestado durante la carga de alimentación, lo cual de acuerdo con Moriarty (2003), es el límite permisible para que se desarrolle la producción de biogás sin causar inhibición en el proceso. De acuerdo con Dinsdale (2000) en este trabajo se recomienda el uso de una primera fase para el desarrollo de la etapa de hidrolisis y acetonogénesis con un tiempo de retención hidráulico máximo de 3 días para mejorar el control de pH y obtener una mejor calidad de biogás en la segunda etapa. De acuerdo a lo observado en esta investigación y no reportado hasta la fecha, existe la formación de una capa superior en la interfaz volumen de digestado y volumen de biogás, la cual permanece distribuida y suspendida a lo largo del proceso, la cual demanda un gasto energetico para ser fraccionada, homogenizada y extraída con el efluente digerido, a diferencia de Dinsdale (2000), quien no recomienda un sistema de agitación en un sistema a dos fases por la particularidad en el uso de digestores del tipo CSRT, los cuales extraen la materia orgánica por la parte superior, limitando su tiempo de retención hidráulico al interior del equipo.

Figura 4. 28 Molienda de residuos de frutas y verduras.

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 73

Capítulo IV: Resultados y discusión Introducción

e. Escalamiento

Sistema de molienda Se realizó la molienda de distintos residuos orgánicos, entre ellos las hortalizas fueron de fácil manejo y sencilla molienda, el jitomate tuvo un rendimiento de 500 kg por litro de gasolina obteniendo un promedio de 11 kg/minuto, cabe resaltar que al principio por falta de práctica los rendimientos obtenidos estaban por debajo del óptimo. En la Figura 4.30, se muestra de manera gráfica, el rendimiento promedio de las cinco muestras analizadas en orden descendente. Se obtuvo un promedio 80 kilogramos de mango por litro de gasolina empleado en un tiempo de 47 minutos, por lo tanto para moler un kilogramo de mango se necesitaron 12.5 mililitros de gasolina y durante el escalamiento se consumieron 12.5 litros de gasolina por tonelada. El rendimiento del molino empleado fue: mango 85 kg/L de gasolina, jitomate 570 kg/L de gasolina, naranja 79 kg/L de gasolina y la mezcla fue de 141 kg/L de gasolina. El estudio mostró que el mango y la naranja son altamente recomendables para reducción de tamaño de partícula y producción de biogás por su alto contenido de azúcar, debido a que solo consumen el 46% de la energía que genera la mezcla. Dentro de este estudio se mantuvo presente en todo momento, el cuidado del balance de energía del proceso, es decir, no consumir más energía de la generada por los residuos orgánicos en los pre tratamientos anteriores al biodigestor. Se determinó en una tonelada de residuos de central de abastos triturado, se tiene una demanda de 401, 043.75 kJ en combustible fósil (gasolina), la cual genera 870,637.95 kJ, por lo que se observó, que los residuos de central de abastos tienen una demanda del 46% de la energía que generan en forma de biogás. Producción de biogás Se seleccionó como materia orgánica sujeta a DA en el interior del digestor residuos de frutas y verduras (16.6% jitomate, 16.6% mango, 16.6% naranja y 51.2% de mezcla aleatoria). La muestra analizada, figura 4.30, se caracterizó por tener un 9 ±1% de sólidos totales (ST) y un 75% de sólidos volátiles (SV). Se mantuvo un tiempo de retención hidráulico (TRH) de 30 días (Soria, et al., 2001), con una carga diaria de alimentación menor a 0.10 kg ST /L, el tamaño de partícula se redujo a través de proceso de molienda con un tamiz de 0.5 cm tamaño de poro (Ward et al., 2008).

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 74

Capítulo IV: Resultados y discusión Introducción

Figura 4. 29 Balance energético de la demanda de energía requerida para el proceso de reducción de partícula de la biomasa disponible.

Figura 4. 30 Molienda de residuos de frutas y verduras. El digestor fue operado en continuo con un porcentaje de sólidos totales en su interior del 10±0.5% durante un TRH de 30 días. Previamente fue inoculado con lodos de un digestor operado con residuos de frutas y verduras. Se adicionaron diariamente 333 kg de materia fresca con un tamaño de partícula menor a 0.5 cm, figura 4.31. El porcentaje de sólidos en la materia fresca no demandó adicionar un volumen de agua para dilución de sólidos en la carga de alimentación, por lo que la

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 75

Capítulo IV: Resultados y discusión Introducción

relación fue 1:0 a diferencia de la relación 2:1 empleada por Botero (1987) en el tratamiento de purines de cerdo y residuos de establos. Sistema de bombeo La caracterización de la bomba para el sistema de recirculación, mostró un consumo de energía de 83.505 kJ/s, su equivalente a 0.0019 kg/s (0.00250 litros/s) de gasolina (92 octanos), el cual fue sustituido por 0.003488 kg/s de biogás. El flujo volumétrico de descarga de operación al 100% de la capacidad máxima de la bomba fue 16.66 litros/s, el cual fue fraccionado en 4 inyectores independientes con un flujo volumétrico de descarga de 4.165 litros/s y una velocidad de inyección de 2.00 ±0.05 m/s. Agitación de biodigestor El modelo de agitación en CFD se validó a través de los dos digestores previamente dimensionados. Los inyectores fueron implementados a través de los canales interiores de bridas de 0.0508 m (2 in), las cuales comunican el exterior de la línea de recirculación con el interior del digestor. En la Figura 4.32 (d) y (e) se muestra la pared posterior del digestor, en la parte superior se encuentra posicionado el canal principal de alimentación, en la parte inferior se muestran los inyectores E4 y E5. La Figura 4.32 (f) y (g) muestran el efecto de la velocidad y turbulencia en la parte superior del VDO, en una distancia no mayor de tres metros medidos desde la pared frontal y posterior del digestor. La velocidad promedio medida en esa zona fue de 1.7± 0.03 m/s a la salida de los inyectores y 0.10 ± 0.05 m/s a los tres metros, lo cual fue comprobado mediante CFD. De acuerdo con el modelo planteado en CFD para el digestor con agitación, se observó una gran velocidad en el canal de salida del digestor.

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 76

Capítulo IV: Resultados y discusión Introducción

Figura 4. 31. Biodigestor tipo bolsa (10,000 litros). a) interior de volumen del digestado, b) agitación en el volumen central del volumen del digestado, c) homogenización total en el volumen del digestado, d) inyectores E6 y E7, e) inyectores E2 y E3, f) plano YZ de la velocidad en el interior del volumen del digestado, g) plano YZ del efecto de intensidad de turbulencia.

El rendimiento de biogás obtenido con una tasa de reducción de sólidos volátiles en un digestor a) sin agitación fue de 48% (SV1= 24.975 kg, SV2=12.987 kg), por ello, se obtuvo una producción de biogás de 11.98 ± 0.35 m3/día, equivalente a 284,834.88 kJ diarios de energía, con un contenido de 60 ± 1% de CH4, 39% ± 1% CO2, 160 ± 25 ppm de H2S. El digestor b) con agitación presentó una tasa de reducción de sólidos volátiles del 58% (SV1= 24.975 kg, SV2=10.4825 kg), con un rendimiento de 14.48 ± 0.50 m3/día equivalente a 293,759.10 kJ diarios de energía, con un contenido de 60 ± 3 % de CH4, 39 ± 3% CO2, 160±43 ppm de H2S. Durante el periodo de agitación, se presentó un consumo de biogás total de 1.04 kg (1.04 Nm3), el cual fue abastecido por la propia energía del digestor agitado, consumiendo sólo el 41% (7% de la DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 77

Capítulo IV: Resultados y discusión Introducción

producción total) del biogás excedente generado por la agitación, permitiendo una ganancia de 1.45 kg (1.45 Nm3) de biogás. Sistema de generación de energía eléctrica La caracterización del generador de energía, mostró un consumo de energía de 11.161 kJ/s, su equivalente a 0.0002533 kg/s (0.000333 litros/s) de gasolina (92 octanos), el cual fue sustituido por 0.00046507 kg/s de biogás. Sistema de compresión La caracterización del sistema de compresión de biogás acoplado al generador de energía, mostró un consumo de energía de 47.319 kJ/s, su equivalente a 0.00107 kg/s (0.00141 litros/s) de gasolina (92 octanos), el cual fue sustituido por 0.00197 kg/s de biogás.

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 78

Capítulo IV: Resultados y discusión Introducción

f.

Discusión

El montaje experimental mostrado en este trabajo, permitió desarrollar la opción de un digestor tubular con un sistema de agitación no reportado hasta la fecha, descartando con esta implementación el concepto de bajo costo para el diseño antes mencionado. Se detectó al igual que en trabajos experimentales una ganancia en la producción de biogás, de la cual, un porcentaje fue destinada para abastecer de energía al propio proceso. De acuerdo con Kaparaju (2008) con la agitación intermitente se consiguió un ahorro de energía para el proceso, sin embargo, en este trabajo no se alcanzó el incremento en los rendimiento altos de biometano (70%) como los reportados por Sung (1995), Ong (2002) y Mills (1979) en una sola etapa. Por otro lado, la agitación intermitente permitió mejorar la taza de degradación de los sólidos volátiles en los afluentes del digestor, los cuales se pueden reflejar en el diseño de equipos más pequeños con mayores cargas de alimentación o un TRH más corto. Del mismo modo que Scano et al. (2014) se observó en el proceso de molienda un consumo energético del 40%, considerando una linealidad en el volumen de materia orgánica triturado. En esta investigación el sistema de bombeo y recirculación de la materia orgánica para una agitación intermitente demando solo un 7% de la producción de biogás, lo cual se había reportado en un 40% los sistemas de bombeo y un 2% para el sistema de agitación por Scano et al. (2014). Al igual que Scano et al. (2014) se recomienda para la obtención de biogás a partir de residuos de frutas y verduras un sistema de dos fosas, sin embargo, en este trabajo se resalta el uso de un sistema aislante para cubrir el 80% de las pérdidas de calor reportadas por este autor, las cuales en este trabajo fueron reducidas a un 20% por el uso de placas de poliestireno de al menos 0.0762 m de espesor, lo cual es recomendado por Scano et al. (2014) en el dimensionamiento y escalamiento de plantas pilotos para producción de biogás. Se observó y validó que existe una mayor cantidad de energía generada, en comparación con la energía empleada en el proceso de reducción de tamaño de partícula, recirculación y almacenamiento de biogás, aproximadamente un 18% de la energía generada por los residuos orgánicos está disponible, para su almacenamiento en cilindros de 30 kg, lo cual, abre una nueva línea de investigación hacia el desarrollo e incorporación de equipos de bajas temperaturas para la reducción de volumen de biogás.

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 79

Capítulo IV: Resultados y discusión Introducción 3. Etapa III a. Sistema de almacenamiento

Se observó que el molino tiene una demanda energética diaria de 4 m3 de biogás, los cuales son el 28% de la energía total generada por los residuos, el sistema de agitación operado 5 minutos diarios demandan un metro cubico de biogás (7%). Sin embargo el almacenamiento de biogás tiene una demanda del 45% del total de biogás generado (6.501 m3), lo cual limitó al almacenamiento de 2.6 m3 de biogás, en 11 contenedores de gas LP, con una capacidad de 0.190 kg por unidad de almacenamiento. b. Sistema de purificación. Se observó a través del filtro biológico (Filtro I) una reducción de 500 ppm a 2 ppm de H 2S, en la corriente de biogás, eliminando el olor característico a huevo podrido del biogás en la primera etapa. La saturación del filtro llegó a purificación solamente 20 m3 permitiendo el paso de 100 ppm. El segundo filtro presentó una reducción del 50% del CO2 presente en la corriente de biogás. Finalmente el tercer filtro permitió alcanzar una concentración de metano del 85%. Tabla 4. 9 Evaluación de filtros para impurezas en biogás Filtro I

Filtro II

Filtro III

Lectura inicial

500 ppm

72 % CH4-28% CO2

80% CH4-20% CO2

Lectura Final

2 ppm

80% CH4-20 % CO2

85 % CH4-15 % CO2

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 80

Capítulo IV: Resultados y discusión Introducción c. Discusión

Finalmente en este trabajo, de forma interesante se encontró que la reducción de H2S a través de un filtro biológico fijado a un medio poroso, presenta un bajo consumo de energía, debido a que no hay necesidad de emplear un medio mecánico para el transporte del biogás, descartando la generación de residuos por el proceso de purificación de biometano; a diferencia de los nuevos filtros biológicos que emplean como fuente de carbono el existente durante la remoción de CO 2 a través de algas o microorganismos, el filtro propuesto en esta investigación no presentó riesgo de explosividad, debido a que durante la purificación no hay liberación de oxígeno, el cual en concentraciones mínimas del 10% existe una alto riesgo de manipulación durante las etapas de compresión y no es admitido por las normas internacionales para el procesamiento y manipulación de Gas Natural. Con respecto a la purificación de biometano se observó que por medios químicos destaca el uso de NaOH, el cual es una tecnología muy utilizada en la industria del GNL, por lo que su uso a una pequeña escala si es recomendable siempre y cuando este se quiera almacenar, sin embargo, se observó en este trabajo que a una unidad de producción de 10, 000 litros de V DO produce la energía necesaria para la generación de biometano y sus sistemas periféricos. Se resaltó en este trabajo la incorporación de un sistema de doble fase (Ali, 2015), para reducir la presencia de dióxido de carbono en una corriente de biogás, lo cual permitió una reducción del 5% de los reactivos químicos en los filtros químicos. Se resalta el uso de hidróxido de potasio y de sodio, por su particularidad de formación de carbonatos, los cuales requieren al menos una temperatura de 600 °C para su regeneración, la cual es alcanzada fácilmente por la temperatura de flama del biogás.

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 84

Capítulo V: Conclusiones

Capítulo V

Conclusiones

Considerando los resultados experimentales obtenidos y la discusión previamente realizada a lo largo del capítulo anterior del presente trabajo de investigación, a continuación se detallan las principales conclusiones del trabajo referidas a cada objetivo específico. 1.

Modelar los aspectos fluidinámicos de un digestor tubular de bajo costo

mediante técnicas computacionales como CFD, para aplicar la metodología de intensificación de proceso para el caso estudiado de este trabajo. Se encontró a través de la utilización de CFD, que la incorporación de un sistema de agitación basado en la recirculación llevada a cabo por medio de cuatro inyectores distribuidos: dos en la alimentación; (pared frontal) y dos en la descarga; (pared posterior), que permiten una mejor homogenización de la biomasa presente en el interior de un biodigestor tubular, estudio que este trabajo clarifica y valida con la experimentación realizada. Información de nuevo aporte en este campo. Se demostró experimentalmente que el color (cuatro) de la geomembrana de PVC no la influye significativamente al gradiente de la temperatura del fluido en el interior de un biodigestor tubular. El color no altera las propiedades del material de que se constituye la geomembrana, por lo tanto su capacidad de absorción de calor, no afecta la producción de biogás.

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 85

Capítulo V: Conclusiones

Se determinó por medio de CFD que la incorporación de un material aislante de 3 pulgadas de espesor de poliestireno en la zanja es el óptimo para mantener en un rango mesofilico la temperatura en el interior del biodigestor. 2.

Cuantificar la producción de metano a partir de residuos de frutas y

verduras de origen de central de abastos, aplicando el criterio de evaluación en función de la disponibilidad estacional de materia prima para el estudio a realizar tanto a escala laboratorio como piloto. Se cuantificó la producción de biogás a partir de residuos de frutas y verduras con un rendimiento máximo de 0.0472 kg de biogás por kilogramo de muestra con una mayor presencia de mango en la muestra durante el verano. Para el caso de la mezcla enriquecida con jitomate, esta presentó un rendimiento de 0.0354 kg de biogás por kilogramo de muestra. Par el caso de la mezcla enriquecida con naranja, la que presentó la menor producción de biogás de los sustratos analizados con un rendimiento de 0.0236 kg de biogás por kilogramo de muestra. Finalmente, el caso promedio estacional fue el de una mezcla equitativa en peso de: naranja, jitomate y mango, que presentó una producción de biogás de 0.04182 kg de biogás por kilogramo de muestra alimentada. 3.

Cuantificar la demanda energética de los sistemas periféricos para la

generación y almacenamiento de metano, aplicando el criterio de la evaluación de energía a bajo costo generada en el mismo proceso de digestión, con la intención de reducir el consumo de energía externa comercial por unidad de metano almacenado. Se determinaron las etapas: el proceso de molienda que tiene una demanda del 48% de la energía generada, la operación unitaria de agitación intermitente que presentó un consumo del 7%, el sistema propuesta de este trabajo en el almacenamiento del metano presentó una demanda del 28%, quedando el 17% de la energía disponible para ser almacenada a una presión de 14 kg/cm2. Se determinó que la producción de biogás de residuos de frutas y verduras de abastos municipales con la cantidad de 20 Nm3 libres, resulta con un rendimiento semejante al de biogás de un sustrato convencional como el estiércol de vaca; debido al consumo de energía en el acondicionamiento de la materia orgánica de central de abastos, lo que no es necesario aplicar en sustratos como residuos de origen vacuno. DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 86

Capítulo V: Conclusiones

Potencialmente es viable la sustitución de gasolina por biogás en equipos de combustión interna para las operaciones unitarias del proceso de producción de biogás, sin embargo, la vida útil y el mantenimiento de los equipos utilizados en este estudio no fueron tema de investigación programado en este trabajo. 4.

Diseñar un sistema de purificación de metano híbrido de residuos de

centrales de abasto a partir de un proceso físico, químico y biológico en un arreglo de bajo costo energético. Se obtuvo una solución económicamente más viable en la etapa final de la producción de metano por medios biológicos, utilizando residuos del propio biodigestor (lodos digeridos: primera etapa), que reducen el contenido de H2S, permitiendo que el CO2 reaccione directamente con óxido de calcio (0.66 $ MN/kg: segunda etapa), formando carbonato de calcio, con objeto de enriquecer el contenido de metano en la corriente alimentada al sistema de purificación a diferencia de los procesos químicos tradicionales (uso de aminas y destilación criogénica). Sin embargo, presenta una limitante en el tiempo dedicada a la reacción antes descrita y en el área superficial de contacto (de la misma magnitud que para el proceso convencional). A esta purificación se le calculó un ciclo de vida 10 veces mayor que el proceso convencional, y a un menor costo. Se escaló la producción de biogás 500 veces de 20 a 10,000 litros en dos fases, determinando que el tiempo de retención hidráulico es de dos días en la primera etapa, que es el necesario para desfasar las fases de producción de biogás y obtener mayores concentraciones de metano en la segunda etapa

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 87

Capítulo V: Conclusiones

Perspectivas

Finalmente de acuerdo a lo observado en este trabajo, el almacenamiento y purificación de biometano con fines comerciales se descarta, debido a que los procesos industriales de donde provienen las fuentes de biomasa disponible como las centrales de abastos presentan altos consumos energéticos, los cuales por parte de particulares buscan ser abatidos por la incorporación de las energías renovables. Se observó que es posible almacenar biogás a baja presión, sin embargo para el abastecimiento de energía de una ciudad, se requieren volúmenes más grandes de biomasa para satisfacer la demanda energética.

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 87

Bibliografía

Bibliografía Alemán-Nava, G. S., Casiano-Flores, V. H., Cardenas-Chavez, D. L., Diaz-Chavez, R., Scarlat, N., Mahlknecht, J., Dallemand, J. F., Parra, R. 2014. Renewable energy research progress in Mexico: A review. Renewable and Sustainable Energy Reviews. 32. pp. 140–153. Ali Shah, F., Mahmood, Q., Rashid, N., Pervez, A., Ahmad Raja, I., Maroof, Shah. M. 2015. Codigestion pretreatment and digester design for enhanced methanogenesis. Renewable and Sustainable Energy Reviews, 42, pp. 627-642. Alkanok, G., Demirel, B., Onay, T. T. 2014. Determination of biogás generation potential as a renewable energy source from supermarket wastes. Waste Management. 34. pp. 134-140. Bal, A. S., Dhagat, N. N. 2001. Upflow Anaerobic Sludge Blanket Reactor A Review. Indian journal of environmental health, 43. pp. 1-82. Becht, S., Franke, R., Geibelmann, A., Hahn, H., 2009. An industrial view of process intensification. Chemical Engineering and Processing: Process Intensification. 48. pp. 329 – 332. Binxin Wu. 2010. CFD simulation of gas and non-Newtonian fluid two-phase flow in anaerobic digesters. Water Research, 44. pp. 3861-3874. Blottnitz, H.V., Curran, M. A. 2007. A review of assessments conducted on bio-ethanol as a transportation fuel from a net energy, greenhouse gas, and environmental life cycle perspective. Journal of Cleaner Production, 15, pp. 607-619. Bouallagui, H., Cheikh, R. B, Marouani, L., Hamdi, M. 2003. Mesophilic biogas production from fruit and vegetable waste in a tubular digester. Bioresource Technology. 86. pp. 85–89. Bouallagui H., Haouari O., Touhami Y., Ben Cheikh R., Marouani L., Hamdi M. 2004. Effect of temperature on the performance of an anaerobic tubular reactor treating fruit and vegetable waste. Process Biochemistry. 39. pp. 2143-2148. Boullagui, H., Torrijos, M., Godon, J.J., Moletta, R., Ben Cheikh, R., Tohami, Y., Delgenes, J.P., Hamdi, M., 2004. Two - phases anaerobic digestion of fruit and vegetables wastes: bioreactors performance. Biochemical Engineering Journal. 21. Pp. 193-197 Bouallagui, H., Touhami Y., Ben Cheikh R. Hamdi M., 2005. Bioreactor performance in anaerobic digestión of fruit and vegetable wastes. Process Biochemistry. 40. pp. 989-995. Bouallagui, H., Lahdheb, H., Ben Romdan, E. Rachi, B., Hamdi, M. 2009. Improvement of fruit and vegetable waste anaerobic digestion performance and stability with co-substrates addition. Journal of Environmental Management. 90. pp. 1844-1849.

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 88

Bibliografía

Botero, R.B., Preston, T.R. 1987. Digestor de bajo costo para la producción de combustible y fertilizante a partir de excretas: Manual para su instalación, operación y utilización. Cali, Colombia: CIPAV. Cholette, A., Cloutier, L. 1959. Mixing efficiency determinations for continuous flow systems. The Canadian Journal of Chemical Engineering. 37. pp. 105-112. Cho, J. K., Park, S. C. Chang, H. N. 1995. Biochemical methane potential and solid state anaerobic digestion of Korean food wastes, Bioresource Technology. 52. pp. 245–253. Dinsdale, R. M., Premier, G. C., Hawkes, F. R., Hawkes, D. L. 2000. Two-stage anaerobic co-digestion of waste activated sludge and fruit/vegetable waste using inclined tubular digesters. Bioresource Technology. 72. pp. 159–168. Estiri, H. 2015. The indirect role of household in shaping US residential energy demand patterns. Energy Policy. 86. pp. 585-594. Fernández, E. 2004. Procedimiento para la purificación de biogás. Instituto Superior Politécnico José Antonio Echeverria. Publicación CU 23003 Al. Oficina Cubana de la Propiedad Intelectual. Habana. Cuba. 18 p. Ferrer, I., Garfi, M., Uggetti, E., Ferrer-Marti, L., Claderon, A., Velo, E. 2011. Biogas Production in low cost household digester at the Peruvian Andes, Biomass and Bioenergy. 35. pp. 1668-1674. Friedrich, C.G., Rother, D., Bardischewsky, F., Quentmeier, A., Fischer, J. 2001. Oxidation of reduced inorganic sulfur compounds by bacteria: Emerge of a common mechanism?. Applied and Environmental Microbiology. 67. pp. 2873-2882. Floyd J. R. S., Hawkes F. R. 1986. Operation of a laboratory-scale tubular digester on piggery waste. Agricultural Wastes. 18. pp. 39–60. Garfí M., Ferrer-Martí L., Perez I., Flotats X., Ferrer I. 2011. Codigestion of cow and guinea pig manure in low-cost tubular digesters at high altitude. Ecological Engineering. 37. pp. 2066–2070. García-Peña, E. I., Parameswaran, P. Kang, D. W., Canul Chan, M., Krajmalnik-Brown, R. 2011. Anaerobic digestión and codigestion processes of vegetable and fruit residues: Process and microbial ecology. Bioresource Technology. 102. pp. 9447-9455. Golueken V. N. 2002. Biochemical methane potential of fruit and vegetable solid waste feedstocks. Biomass and Bioenergy. 26. pp. 389-399. Hammad, M., Badarneh, D., Tanboud, K. 1999. Evaluating variable organic waste to produce methane. Energy Conversion Management. 40. pp.1463-1475. Jiménez, B. E. 2001. La contaminación ambiental en México: causas, efectos y tecnología apropiada. Editorial Limusa, colegio de Ingenieros Ambientales de México, A.C. Instituto de Ingeniería de la UNAM y FEMISCA. 926 p.ilus Karim, K., Varma, R., Vesvikar, M., Al-Dahhan M.H. 2004. Flow pattern visualization of a simulated digester. Water Research. 38. pp. 3659-3670.

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 89

Bibliografía

Klocke, M., Nettmann, E., Bergmann, I., Mundt K., Souidi K., Mumme, J., Linke B. 2008. Characterization of the methanogenic Archaea within two-phase biogas reactor systems operated with plant biomass, Systematic and Applied Microbiology. 31. pp. 190–205 Llaneza, H., Moris Ma. A., Gonzalez A. L., Gonzalez E. 2010. Estudio de viabilidad de sistemas de purificación y aprovechamiento de biogás, Capitulo 1. Caracterizacion, purificiacion y control del biogás. PSE PROBIOGAS.1-28. Lin, J. Zuo, J., Gan, L., Li, P., Liu, F., Wang, K., Chen, L., Gan, H. 2011. Effects of mixture ratio on anaerobic co-digestion with fruit and vegetable waste and food waste of China. Journal of Environmental Sciences. 23. pp. 1403–1408. Martí-Herrero, J., Cipriano, J. 2012. Design methodology for low cost tubular digesters. Bioresource Technology. 108. pp. 21-27. Martí-Herrero J. 2007. Transfer of low-cost plastic biodigester technology at household level in Bolivia. Livestock Research for Rural Development, 19. Martín-Herrero, J. 2008. Digestores Familiares. Guía de diseño y manual de instalación. La Paz, Bolivia. Cooperación Técnica Alemana-GTZ. ISBN: 978-99954-0-339-3. Disponible en http://www.endevbolivia.org/. Martí-Herrero, J., Chipana, M., Cuevas, C., Paco, G., Serrano, V., Zymla, B., Heising, K., Sologuren, J., Gamarra, A. 2014. Low cost tubular digesters as appropiate technology for widespread application: Results and lessons learned from Bolivia. Renewable Energy. 71. p.p.156-165. Math-Alvarez, J. . Mtz.-Viturtia A., Llabres-Luengo, P., Cecchi, F. 1993. Kinetic and performance study of a batch two – phase anaerobic digestión of fruit and vegetable wastes. Biomass and Bioenergy. 5. pp.481-488. Mata- Alvarez J. 2005. Biomethanization of the organic fraction of municipal solid wastes. 4.10.2166/9781780402994 Disponible en http://wio.iwaponline.com/content/4/9781780402994. Moriarty K., 2013. Feasibility Study of Anaerobic Digestion of Food Waste in St. Bernard, Louisiana. Technical Report. National Renewable Energy Laboratory. Madigan, M., Martinko, J., Parker, J. B. 2004. Biología de los microorganismos. Pearson Educación, S.A. 10ª Ed., Madrid, España, 1089 paginas ilustradas. Mahla, Ingeborg, 2004. Académica de la USACH y Miembro del Comité de Automatización de AIE. Recuperado el 11 de diciembre de 2015 de http://www.emb.cl/electroindustria/articulo.mvc?xid=158. Marti-Herrero, J. 2011. Reduce hydraulic retention times in low-cost tubular digesters: Two issues, Biomass and Bioenergy. 35. pp.4481-4484. Meroney, R. N., Colorado P. E. 2009. CFD simulation of mechanical draft tube mixing in anaerobic digester tanks. Water Research. 43. pp.1040-1050.

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 90

Bibliografía

Mitariten, M. 2007. Landfill gas upgranding process. USPTO Applicaton 20070068386. class 095116000. Disponible en: http://www.moleculargate.com. Moulijn J.A., Stankiewicz A., Grievink J., Górak A. 2008. Process intensification and process systems engineering: a friendly symbiosis. Computers and Chemical Engineering. 32. p. p. 3–11. Monnet, F. 2003. An introduction to anaerobic digestion of organic waste. Remade Scotlan, November. http://remade.org.uk/media/9102/an%20introduction%20to%20anaerobic%20digestion%20nov%20 2003.pdf. Ning, P., Li, F., Yi, H., Tang, X., Peng, J., Li, Y., He, D., Deng, H. 2012. Adsorption equilibrium of methane and carbon dioxide on microwave-activated carbon. Separation and Purification Technology. 98. pp. 321-326. Papurello, D., Lanzini, A., Tognana, L., Silvestri, S., Santarelli, M. 2015. Waste to energy: Exploitation of biogas from organic waste in a 500 Wel solid oxide fuel cell (SOFC) stack. Energy. 85. pp. 145158. Perrigault, T., Weatherford, V., Martí-Herrero, J., Poggio, D. 2012. Towards thermal design optimization of tubular digesters in cold climates: a heat transfer model. Bioresource Technology. 124. pp. 124, 259–268. Poggio, D., Ferrer, I., Batet, Ll. y Velo E., 2009. Adaptation of plastic tubular biodigester to cold climates. Livestock Research for Rural Development. 21. pp. 152-160. Prescott, L.M.; Harley, J.P. y Klein, D.A. 2003. Microbiology. 5a , McGraw-Hill Companies, 1026 p. Ramshaw C., 1995. The Incentive for Process Intensification, Proceedings, 1st Intl. Conf. Proc. Intensif. for Chem. Ind., 18, BHR Group, London, p. 1. Ramshaw C., 1999. Process intensification and green chemistry. Green Chemistry. 1 (1), G15 – G17. Ryckebosch E., Drouillon M., Vervaeren H. 2001. Techniques for transformation of biogas to biomethane. Biommas and Bioenergy. 35. p.p.1633-1645. Santillana J. Salinas J. (2002) Diseño de plantas PI525, Evaluación de Procesos para Tratamiento de Gas Natural. Disponible en http://ingepro4353.tripod.com/id2.html. Sarwatt, S.V., Lekule, F.P., Preston, T.R., 1995. On-farm work with low cost tubular plastic biodigesters for resource-poor farmers in Tanzania. In: Dolberg, F., Petersen, P.H. (Eds.). “Agricultural science for biodiversity and sustainability in developing countries: proceedings of a workshop. 1995 April 3–7; Tune Landboskole, Denmark, pp. 199–205. SENER, 2015. http://www.energia.gob.mx/ SENER, 2014, Prospectiva de petróleo crudo y petrolíferos 201-208, Secretaria de energía.

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 91

Bibliografía

Serrano, L., Carreira, V., Câmara, R. and da Silva, M. 2012. On-road performance comparison of two identical cars consuming petrodiesel and biodiesel. Fuel Processing Technology. 103. pp.125-133. Shin S.G., Han G., Lim J., Lee C., Hwang S.A. 2010. Comprehensive microbial insight into two-stage anaerobic digestion of food waste-recycling wastewater, Water Research. 44. pp.4838–4849. Shen, F., Yuan, H., pang, Y., Chen, S., Zhu, B., zou, D., Liu, Y., Ma, J., Yu, L., Li, X. 2013. Performances of anaerobic co-digestion of fruit & vegetable waste (FVW) and food waste (FW): single-phase vs. two-phase, Bioresource. Technology. 144. pp. 80–85. Singh, R., Mandal S.K. 2011. Microbial Removal of Hydrogen Sulfide from Biogas. Energy Sources; Part A: Recovery, Utilization, and Environmental Effects. 34. pp.306-315. Sitorus B., Sukandar, Panjaitan S.D. 2013. Biogas recovery from anaerobic digestión process of mixed fruit-vegetables wastes. Energy Procedia. 32. pp. 176-182. Solarte, A. 1995. Sustainable livestock systems based on local resources: CIPAV's experiences. In Electronic Proc. 2nd Intl. Conference on Increasing Animal Production with Local Resources, Zhanjiang, China (p. 2) Soreanu, G., Beland, M., Falletta, P., Edmonson, K., Seto, P. 2008. Laboratory pilot scale study for H2S removal from biogas in an anoxic biotrickling filter. Water Science Technology. 57. pp. 201-207. Soeurn, T., 1994. Low cost biodigesters in Cambodia. In: Preston, T.R., Ly, L.V., Hieu, L.T., Ogle, B. (Eds.), Proceedings of National Seminar-workshop “Sustainable Livestock Production on Local Feed Resources”, 1993 Nov 22–27; Ho Chi Minh City: Agric. Pub. House, pp. 81–90. Stankiewicz, A., Moulijn, J. A., 2000. Process intensification: Transforming chemical engineering, Chemical Engineering Progress. 96. pp. 22 – 33. Stankiewicz, A., Moulijn, J.A., 2002. Process Intensification, Industrial and Engineering Chemistry Research. 41. pp.1920 – 1924. Stankiewicz, A., 2003. Reactive separations for process intensification: an industrial perspective. Chemical Engineering and Processing: Process Intensification. 42. pp. 137 – 144. Stankiewicz A., 2006. Energy matters: Alternative sources and forms of energy for intensification of chemical and biochemical processes. Chemical Engineering Research and Design. 84. pp. 511 – 521. Surendra, KC, Takara, D., Hashimoto, A. G, Khanal S. K. 2014. Biogas as a sustainable energy source for developing countries: Opportunities and challenges. Renewable and Sustainable Energy Reviews. 6. pp. 846-859. Syed, M. Soreanu G., Falletta P. Beland M. 2006. Removal of hydrogen sulfide from gas streams using biological processes. A review. Canadian Biosystems Engineering. 48. pp. 1-14. Valencia, R. (2002), Reducción del sulfuro de hidrógeno en el biogás, empleando como fuentes de microorganismos las aguas residuales de las fábricas de azúcar y de destilerías de alcohol. Tesis de diploma. Facultad de Ingeniería. ISP JAE. .Universidad de La Habana.

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO

P á g i n a | 92

Bibliografía

Varnero M.T., Carú M., Galleguillos K., Achondo P., 2012, Tecnologías disponibles para la Purificación de Biogás usado en la Generación Eléctrica. Informacion Tecnologica, 23. pp. 31-40 Vesilind, P.A. 2003. Wastewater Treatment Plant Design. Water Environment Federation, Alexandria, VA 22314-1994 USA. Verma S. (2002) Anaerobic dietion of biodegradable organics in municipal solid wastes. Department of Earth & Environmental Engineering (Henry Krumb School of Mines) Fu Foundation School of Engineering & Applied Science Columia University. Viswanath, P., Sumithra Devi, S., Nahd, K. 1992. Anaerobic digestion of fruit and vegetable processing wastes for biogas production. Bioresource Technology. 40. pp.43-48. Wikandari R., Gudipudi S., Pandiyan I., Millati R., TaherzadehM J. 2013. Inhibitory effects of fruit flavors on methane production during anaerobic digestion, Bioresource Technology. 145. Pp.182-192. Yebo, L., Park, S. Y., Zhu J., Solid-state anaerobic digestion for methane production from organic waste, Renewable and Sustainable Energy reviews. 15. pp. 821–826.

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUIMICA UNIVERSIDAD DE GUANAJUATO