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Red de Revistas Científicas de América Latina y el Caribe, España y Portugal
Rev. Int. Contam. Ambie. 32 (3) 281-291, 2016
DOI: 10.20937/RICA.2016.32.03.03
EVALUACIÓN HIDRÁULICA DE UN REACTOR ANAEROBIO DE FLUJO ASCENDENTE
(RAFA) USANDO UN MODELO DE DISPERSIÓN AXIAL
Jhonny Isaac PÉREZ MONTIEL
1
*, Gerardo José ALDANA VILLASMIL
2
y
Roberto Eliecer ROJANO ALVARADO
1
1
Grupo de Investigación en Sistemas Ambientales, Facultad de Ingeniería, Universidad de La Guajira. Km 5,
vía a Maicao, Riohacha, Colombia
2
Facultad de Ingeniería, Universidad del Zulia. Avenida 16 (Guajira) con Avenida Cecilio Acosta, Núcleo
Técnico, Maracaibo, Venezuela
* Autor para correspondencia: jpemon@uniguajira.edu.co
(Recibido mayo 2015; aceptado noviembre 2015)
Palabras clave: trazador, tiempo de retención hidrá
ulico, fujo disperso, mezcla completa, zona muerta
RESUMEN
La hidráulica, junto con los procesos bioquímicos tiene una importancia esencial en la
eFciencia de los sistemas de tratamiento biológico, tales como los reactores anaerobios
de fujo ascendente (RA±A). En esta investigación se evaluó el desempeño hidráulico
en un RAFA de 518 L utilizando un modelo de dispersión axial. El reactor fue inoculado
con 105 L de lodo (20 % v/v) y se alimentó con agua residual municipal del colector
C de la ciudad de Maracaibo, Venezuela. Los ensayos fueron realizados al agregar una
solución de LiCl de ²orma puntual en el efuente. El Li
+
²ue cuantiFcado como trazador.
Las muestras ²ueron recolectadas en el efuente y en un punto intermedio del reactor a
tiempos de retención hidráulica teóricos (t
o
) de 10, 8, 5, 4 y 3 h con tres entradas ali-
neadas en el fondo del reactor y a t
o
de 5 h incrementando las entradas de forma impar
hasta llegar a 15. El número de dispersión obtenido en la zona de lecho y manto de
lodo (punto intermedio) ²ue mayor que en el efuente, obteniendo valores de 1.1842 <
d < 1.7550 y 0.2911 < d < 0.7285 respectivamente. El modelo de dispersión axial con
inyección y recolección en fujo (IR±) e inyección en fujo y recolección en el fuido
residente (IFRFR), presentó buenos ajustes a los datos experimentales de concentración
del trazador. El reactor se comportó como mezcla completa en el lecho y manto de lodo
y fujo disperso en el sedimentador.
Key words: tracer, hydraulic retention time, dispersed fow, complete mix, dead zone
ABSTRACT
Hydraulics along with biogeochemical processes have a remarkable value in the e²Fciency
o² wastewater treatment systems as upfow anaerobic sludge reactors (UASB). In this
study the hydraulic per²ormance was evaluated on a UASB o² 518L volume capacity using
an axial dispersion model. The reactor was inoculated with 105 L of sludge (20 % v/v)
and was ²ed with a local municipal wastewater fowing at the collector C o² the city Ma
-
racaibo, Venezuela. Assays were carried out using a solution with LiCl (Li
+
measured as
tracer) incorporated at the infuent as instantaneous injection. Samples were collected at the
e²fuent and at a midpoint o² the reactor. Di²²erent theoretical hydraulic retention times (t
o
)
J.I. Pérez Montiel
et al.
282
were used such as 10, 8, 5, 4 and 3 h with three inputs aligned in the reactor bottom and t
o
5 h increasing the inputs in odd numbers up to 15. The number of dispersion obtained at
the bed sludge blanket (midpoint) was higher than values obtained at the efFuent varying
from 1.1842 < d < 1.7550 and 0.2911 < d < 0.7285 respectively. The axial dispersion model
with injection and detection in Fux (ID±), and injection in Fux and detection in resident
Fuid (I±DR±) showed a good ²t from the experimental data of tracer concentration. Two
de²ned areas were found at the reactor, one at the bed and sludge blanket behaving like
complete stirred mixing tank and other at the settling basin as dispersed Fow tank.
INTRODUCCIÓN
El reactor anaerobio de Fujo ascendente (RA±A)
es un reactor multifase compuesto por líquido-lodo-
gas, donde sus interacciones determinan su compor-
tamiento hidráulico. En este sistema los microorga-
nismos actúan degradando los compuestos orgánicos
presentes, para lo cual es necesario que ocurra un
mezclado entre el substrato y los microorganismos. El
diseño de un RA±A, al igual que los demás sistemas
de tratamiento de aguas residuales, se ha centrado
fundamentalmente en el proceso bioquímico. Se ha
dejado en segundo plano los aspectos hidrodinámicos
como las características de Fujo, régimen de mezcla,
tiempos de residencia, geometría del reactor, entre
otros, lo que presenta una limitante en el diseño
(Pérez y Torres 2008).
Ha sido tradicional el uso de los modelos unidi-
mensionales para interpretar la distribución de los
tiempos de residencia y los patrones de Fujo en siste
-
mas hidráulicos normalmente desde dos condiciones
extremas: Fujo pistón y mezcla completa, asignando
un número de dispersión d < 0.01 para Fujo pistón
e in²nito para mezcla completa (Levenspiel 1999,
de Carvalvo 2006).
La evaluación hidráulica del RAFA data de los
años 70, en Inglaterra. Desde entonces se estableció
la dinámica del Fujo considerando tres zonas: i) lecho
en el cual existe una buena mezcla, espacios muer-
tos, cortocircuito (desde el aFuente hacia el manto),
ii) manto como una región completamente mezclada
(MC) y iii) sedimentador con presencia de Fujo lami
-
nar descrito como Fujo pistón (±P) (Heertjes y Van der
Meer 1978, Bolle
et al.
1986). Luego se supuso que no
existe zona muerta en el lecho de lodo debido a que la
generación de biogás hace que las zonas estancadas se
mezclen (Van Der Meer y Heertjes 1983).
En el
cuadro I
se presenta un resumen de los
resultados de los diferentes estudios hidráulicos
realizado en RAFA.
Como se puede notar, hasta 1997 el RAFA fue divi-
dido en tres zonas, año en el cual se inició la división
en dos zonas: i) el lecho y manto de lodo considerado
como Fujo mezclado no ideal (por tener presencia de
zonas muertas) y ii) el sedimentador descrito como
Fujo pistón con alto grado de dispersión. Además,
existe un Fujo advectivo directo del aFuente al eFuente
(Wu y Hickey 1997). En la mayoría de los casos, el
lecho y el manto han sido descritos como regiones
mezcladas y el sedimentador como Fujo pistón. Es
importante aclarar que no existen rangos uni²cados
del número de dispersión (d) para interpretar el tipo
de Fujo y, además, se han usado varios métodos para
estimar dicha dispersión. El intercambio de elementos
del Fuido entre la zona activa e inactivas se conduce
muy lentamente, de tal modo que los elementos del
Fuido que fueron atrapados llegan a tener largos tiem
-
pos de residencia (Giácoman
et al
. 2003).
En el lecho de lodo se puede presentar una zona de
mezcla, pero también puede existir espacio muerto,
Fujo advectivo y Fujo reverso (Heertjes y Van der
Meer 1978), lo que resulta en una menor producción
de biogás que origina una insu²ciencia en el mez
-
clado (Singh
et al
. 2006). La relación de Fujo pistón
sobre Fujo mezclado (I
P
/I
M
), es considerada como el
parámetro de dinámica de Fuidos que indica el nivel
de Fujo pistón en el reactor (Ren
et al
. 2008).
En esta investigación se evaluó el comportamiento
hidráulico, Fujo pistón, zonas muertas y mezcladas de
un reactor anaerobio de Fujo ascendente por medio
de ensayos con trazador.
MATERIALES Y MÉTODOS
Unidad experimental, arranque y operación
del RAFA
. La investigación se llevó a cabo en un
RAFA de 518 L construido en plástico transparente
de 8 mm. El reactor se alimentó con agua residual
municipal del colector C de la ciudad de Maracaibo,
Venezuela. Se inocularon 105 L de lodo (20 % v/v):
62 L provenientes de una cervecería local y 43 L de
una laguna facultativa. La operación del reactor se
llevó a cabo a diferentes tiempos de retención teóricos
EVALUACIÓN HIDRÁULICA DE UN REACTOR ANAEROBIO
283
(t
o
): 10, 8, 5, 4 y 3 h. Inicialmente el reactor operó
con tres entradas alineadas y distribuidas en el fondo
durante 334 días continuos y luego se modifcó el
sistema de distribución del Fujo operando de 5 a 15
entradas por 113 días (Pérez y Aldana 2013;
Fig. 1
).
Ensayos hidráulicos
. Para evaluar el compor-
tamiento del Fujo se realizaron ensayos hidráulicos
utilizando una solución de LiCl y se midió la concen-
tración de Li
+
como trazador por ser un elemento de
poca interacción con el lodo (Lara
et al.
2000, Avella
2001). Se agregaron 250 mL de una solución patrón de
5000 mgLi
+
/L (C
0
=2.5 mg/L) de forma instantánea e
inmediatamente se inició la recolección de las muestras
en el eFuente (inyección y recolección en Fujo-IR±)
y fnal del lecho y manto de lodo (inyección en el
Fuido y recolección en el Fuido residente-I±R±R).
La recolección se hizo por un periodo mínimo de 4
veces el t
o
. Las mediciones de Li se realizaron en un
espectrofotómetro de absorción atómica (marca Perkin
Elmer, modelo 3110) de acuerdo con lo establecido en
el estándar de métodos (APHA
et al.
2005).
Cuando se evalúa hidráulicamente un sistema
es necesario conocer la dispersión del Fujo, razón
por la cual en esta investigación se hizo una com-
paración del número de dispersión (d), calculado
con los modelos populares y los obtenidos como
parámetro de ajuste en un modelo propuesto. Para
el primer caso se utilizaron las ecuaciones tradicio-
nales de pequeña dispersión (PD), gran dispersión
para recipiente abierto (GDra), gran dispersión para
CUADRO I.
PRINCIPALES RESULTADOS ENCONTRADOS EN LOS DIFERENTES MODELOS HIDRÁULICOS DE UN
REACTOR ANAEROBIO DE ±LUJO ASCENDENTE (RA±A)
Fuente
No. de zonas No. de dispersión,
Tipo de Fujo
Escala
Heertjes y Van der Meer 1978,
Van der Meer y Heertjes 1983,
3
NR
LML = MC
Sedimentador = FP
Laboratorio, piloto y real
Bolle
et al.
1986
3
NR
LML = MC
Sedimentador = FP
Piloto
Wu y Hickey 1997
2
0.660
LML = MC
Sedimentador = FP
Laboratorio
Narnoli y Mehrotra 1997
3
NR
Laboratorio
Singhal
et al.
1998
2
LML (0.217 << 10.0),
E (0.263 << 2.0)
LM = MC
Sedimentador = FP
Laboratorio
Lara
et al.
2000
NR
0.289
FP con alta dispersión
Real
Avella 2001
2
L y M= NR y E (0.38 << 0.71)
LML = Mezclado
Sedimentador = FP
Real
Zeng
et al.
2005
2
LML (1.667 < 1.851),
E (0.123 < d < 0.191)
LML = Mezclado
Sedimentador = FP
Laboratorio
Lou
et al.
2006
2
LML (0.130 < d < 0.227),
E (0.120 < d < 0.208)
Pistón
Laboratorio
Arroyave
et al.
2005
NR
0.245
Mezcla completa
Real
de Carvalho
et al.
2008
NR
0.112 y 0.121
Piloto
NR = No reporta, LML = lecho y manto de lodo, E = eFuente, MC = mezcla completa
7
Punto 4
4
8
1
9
2
3
10
6
15
14
5
11
12
13
Fig. 1.
Diagrama general del experimento. 1. Captación,
2. Bomba peri²érica, 3. Programador de horario, 4. Tanque
de almacenamiento, 5. Bomba de alimentación, 6. AFuente,
7. Reactor, 8. Puntos de muestreo, 9. EFuente, 10. Muestra
del eFuente, 11. Bomba para muestreo, 13. Nevera para
preservación, 14. Manómetro, 15. Medidor de biogás.
J.I. Pérez Montiel
et al.
284
recipiente cerrado (GDrc) conforme las ecuaciones
1-3, respectivamente (Levenspiel 1999), modelo de
tanque en serie (TS) (Elgeti 1996) y pequeña disper
-
sión para recipiente cerrado-abierto (PDrca) (Kim y
Kim 1983), con las ecuaciones 4-5, respectivamente.
Cabe resaltar que la ecuación 3 es la más utilizada en
las mayoría de las investigaciones en RAFA (Morgan
et al.
1997, Lara
et al.
2000, Avella 2001, Arroyave
et al.
2005) y en lagunas de estabilización (Bracho
2003, Aldana 2004).
Además de las ecuaciones anteriores, Pérez
et al.
(2015) propusieron un modelo que determina la dis-
persión, tiempo de retención hidráulico y velocidad
ascensional del fuido. El modelo Fue desarrollado
utilizando ensayos hidráulicos con trazador inyec-
tado en el afuente y recolectado
en dos puntos del
reactor i) en el efuente que corresponde a inyección
y recolección en fujo (IR±) y ii) en un punto inter
-
medio del reactor (punto 4 de la
Fig. 1
), que signi²ca
inyección en fujo y recolección en el fuido residente
(IFRFR), tal como se muestra en las ecuaciones 6-7,
respectivamente. Estas dos soluciones coincidieron
con las citadas desde 1978 sin presentar su desarrollo
(Kreft y Zuber 1978). Los parámetros hidráulicos
obtenidos con estas ecuaciones se logran del ajuste
de los datos experimentales al modelo, lo que indica
que no es adimensional, como el caso de los modelos
tradicionales (Pérez 2010).
Para los modelos populares, el coe²ciente de
dispersión fue obtenido con la ecuación 8 (Aldana
2004, Lou
et al.
2006). La varianza se determinó de
acuerdo con la ecuación 9 y para calcular el tiempo
de retención hidráulico experimental (t
-
) se usó la
ecuación 10 (Levenspiel 1999).
σ
2
θ
2d
σ
2
t
2
==
(1)
σ
2
θ
2d + 8d
2
σ
2
t
2
==
(2)
σ
2
θ
2d – 2d
2
1 – e
[]
σ
2
t
2
==
(
)
1
d
(3)
d =
1
2(N – 1)
(4)
σ
2
θ
2d + 3d
2
=
(5)
C(x, t) =
e
1 –
[]
M1
((
))
D
3
vx
V
4
D
vx
t
t
()
2
t
t
t
t
(6)
C(x, t) =
ee
erfc
(x–vt)
2
vx
D
4Dt
()
()
M2
4πDt
V
v
2D
vt+x
4Dt
(7)
D = dvx
(8)
– t
t
2
∑ t
2
Δt
∑ CΔt
σ
2
=
(9)
∑ tCΔt
∑ CΔt
t
t
=
(10)
Donde: σ
2
θ
= varianza adimensional de la curva de
distribución del trazador, d = número de dispersión
(adimensional),
D = coe²ciente de dispersión axial
(m
2
/min), t
-
= tiempo de retención hidráulico (min),
Δt = intervalo de tiempo entre toma de muestra (min),
t = tiempo transcurrido desde la inyección del tra-
zador hasta la toma de la muestra (min), x = altura
entre el punto de inyección y recolección del trazador
(m), C = concentración del trazador (mg/L), M =
masa del trazador inyectada (mg), V
= volumen del
reactor (L), v = velocidad ascensional del fuido (m/
min), t
-
t
= tiempo de retención hidráulico calculado
con la ecuación tradicional (min).
Para analizar el patrón hidráulico del RAFA se
usaron las ecuaciones 11-14. La e²ciencia hidráu
-
lica, la fracción del volumen pistón, la fracción de
volumen muerto (Bolle
et al.
1986, Morgan
et al.
1997, Martin 2000, Ren
et al.
2008) y la fracción de
volumen mezclado (Martin 2000, Ren
et al.
2008)
están contempladas en dichas ecuaciones.
β =
t
t
o
(11)
I
p
=
=
V
p
V
θ
max
θ
(12)
I
m
=
1 – β
=
V
m
V
(13)
I
M
=
1
––
=
V
M
V
V
p
V
V
m
V
(14)
Donde:
β = eFiciencia hidráulica (adimensional),
t
o
= tiempo de retención hidráulico teórico (h),
V
p
= volumen de fujo pistón (L), V
m
= volumen
EVALUACIÓN HIDRÁULICA DE UN REACTOR ANAEROBIO
285
muerto (L), I
p
= fracción de volumen pistón, I
m
= frac-
ción de volumen muerto, I
M
= fracción de volumen
mezclado (adimensional), θ
max
= tiempo adimen-
sional para la máxima concentración, θ
-
= tiempo de
retención hidráulico adimensional, V = volumen del
reactor (L), t
-
= tiempo de retención hidráulico (min).
RESULTADOS Y DISCUSIÓN
El reactor fue inoculado y se dejó con carga (lote)
durante 7 días, tiempo en que se logró una efciencia
de remoción del 70% en términos de la DQO total
(DQO
T
). Al octavo día se inició la operación a Fujo
continuo. Las efciencias de remoción obtenidas en
cuanto a DQO
T
fueron de 33.12 % y de DQO solu-
ble (DQOs) de 24.95 %, lo que hizo más evidente
la necesidad de una mejor distribución del aFuente
aumentando el número de entradas de 3 a 15. Du-
rante la operación, la efciencia de remoción (DQO)
permaneció cerca al 30 % cuando el reactor funcionó
con tres entradas y se incrementó con el número de
entradas hasta un máximo de 62.49 % y 62.22 % para
la DQO
T
y DQO
S
, respectivamente.
La temperatura promedio del aFuente ±ue de 33.93
± 1.39
o
C y del eFuente 31.62 ² 1.83
o
C. El pH del
aFuente (7.19 ² 0.19 y 7.26 ² 0.18) ±ue ligeramente
superior al eFuente (6.92 ² 0.13 y 6.90 ² 0.18),
en ambos casos permaneció cerca del rango de la
neutralidad, el cual es recomendado para un buen
desarrollo de la digestión anaerobia (Aiyuk
et al.
2006, Álvarez
et al.
2006, Gallegos
et al.
2010). Lo
anterior indica que la alcalinidad del sistema (236 ±
33.64 mgCaCO
3
/L) ±ue sufciente para mantener la
estabilidad en el pH. La producción de biogás varió
de 0.165 a 0.456 m
3
biogás/kgDQO, con un promedio
de 0.280 m
3
biogás/kgDQO, resultado similar a los
obtenidos a escala real (Peña
et al.
2006) de 0.341
a 0.434 m
3
biogás/kgDQO removida. El porcentaje
de metano varió entre 49.4 % y 88.92 % con un pro-
medio de 72.32 %, estos resultados son similares a
los encontrados a escala de laboratorio (Bermúdez
et al.
2003).
Como se puede observar en el
cuadro II
, el nú-
mero de dispersión obtenido por los métodos tradi-
cionales difere del obtenido para las dos condiciones
del modelo propuesto (IRF e IFRFR). Esta contra-
dicción se debe a que las ecuaciones tradicionales no
CUADRO II.
NÚMEROS DE DISPERSIÓN POR MÉTODOS TRADICIONALES Y MODELO MATEMÁTICO
t
o
(h)
No.
entradas
Número de dispersión (d) por métodos tradicionales
Modelo de dispersión
Ajuste modelo de dispersión
PD
PDrca
GDrc
GDra
TS
d
D (m
2
/h)
R
2
R
2
a
SSE
RMSE
EFuente M³ en operación con 3 entradas (IR³)
10
3
0.2550
0.1969
0.4053
0.1567
0.5204
0.2911
8.662E-03
0.9995
0.9995
0.0335
0.0198
8
3
0.2946
0.2212
0.5417
0.1738
0.7171
0.3828
1.379E-02
0.9990
0.9990
0.0645
0.0279
5
3
0.1885
0.1533
0.2498
0.1255
0.3026
0.4209
2.439E-02
0.9835
0.9833
1.2090
0.1229
5*
3
0.2711
0.2069
0.4554
0.1638
0.5920
0.7036
4.544E-02
0.9906
0.9906
1.1490
0.1246
4
3
0.2085
0.1668
0.2899
0.1353
0.3577
0.5193
4.540E-02
0.9910
0.9909
1.1940
0.1279
3*
3
0.2117
0.1689
0.2968
0.1368
0.3673
0.3544
4.951E-02
0.9908
0.9907
1.1104
0.1205
Zona del lecho y manto de lodo MF en operación con 3 entradas (IFRFR)
8
3
0.5373
0.3517
5.0000
0.2622
5.0000
1.3736
4.177E-02
0.9985
0.9985
0.3614
0.0668
5
3
0.1067
0.2734
1.1900
0.2097
1.6829
1.3711
1.010E-01
0.9796
0.9791
1.6342
0.1609
5*
3
0.1360
0.3065
2.9126
0.2320
1.1176
1.1842
1.014E-01
0.9899
0.9897
1.7145
0.1962
4
3
0.3562
0.2570
0.8960
0.1985
1.2379
1.3879
1.741E-01
0.9989
0.9989
0.4061
0.0797
3
3
0.3983
0.2804
1.3806
0.2144
1.9586
1.7550
2.598E-01
0.9793
0.9790
1.7701
0.2459
EFuente M³ con modifcaciones (IR³)
5
5
0.3424
0.2492
0.7935
0.1932
1.08641
0.3369
1.952E-02
0.9936
0.9936
0.4338
0.0741
5
7
0.3536
0.2556
0.8755
0.1975
1.2076
0.4429
2.537E-02
0.9957
0.9957
0.2634
0.0570
5
9
0.3745
0.2673
1.0675
0.2055
1.4924
0.4211
2.598E-02
0.9902
0.9901
0.6521
0.0903
5
11
0.3444
0.2504
0.8070
0.1939
1.1066
0.4431
2.995E-02
0.9958
0.9957
0.2826
0.0598
5
13
0.3949
0.2785
1.3265
0.2131
1.8780
0.7285
4.049E-02
0.9865
0.9863
1.2800
0.1265
5
15
0.3896
0.2756
1.2500
0.2112
1.7639
0.6680
4.599E-02
0.9866
0.9862
1.0740
0.1166
*
= ensayo réplica, t
o =
tiempo de retención hidrául
ico teórico, PD = pequeña dispersión, PDrca = pequeña dispersión para recipien
-
te cerrado, GDrc = gran dispersión para recipiente cerrado, GDra = gran dispersión par recipiente abierto, TS = tanque en serie,
d= número de dispersión, R
2
= coefciente de determinación, R
2
a
= coefciente de determinación ajustado, SSE = sumatoria de los errores
al cuadrado, RMSE = raíz del error cuadrado medio, IR³ = inyección y recolección en Fujo, I³R³R = inyección en Fujo y recolección
en el Fuido residente
J.I. Pérez Montiel
et al.
286
consideran las condiciones reales de aplicación del
trazador y las condiciones de frontera. Una gran
contradicción se observó en los resultados de un
estudio realizado a escala piloto por de Carvalho
(2008), cuando se usaron las ecuaciones propuestas
por Levesnpiel en 1999 y se obtuvieron valores
mayores para el modelo de gran dispersión y reci-
piente abierto (GDra) comparados con el de pequeña
dispersión (PD). También se encontraron valores de
dispersión diferentes con los mismos datos experi-
mentales (reactor escala de laboratorio), los cuales
fueron menores cuando se usó la ecuación de GDra
(Lou
et al
. 2006) y mayores al defnir condiciones
de borde adecuadas (Zeng
et al
. 2005), del mismo
modo que se observó en un estudio a escala real
(Avella 2001, Peña
et al
. 2006). Lo anterior permite
afrmar que se pueden obtener resultados contradic
-
torios si no se consideran las condiciones de borde
reales. Es importante aclarar que todas las ecuaciones
tradicionales determinan el número de dispersión o
el coefciente de dispersión a través de la varianza, lo
que no es recomendado estadísticamente cuando se
tienen curvas de distribución del trazador asimétricas
a la derecha (Devore 2001). Una verifcación de las
bondades de ajuste entre los métodos tradicionales y
los modelos IRF e IFRFR fue realizada previamente
(Pérez 2010). Posteriormente se verifcó en un reactor
anaerobio con doble cámara confrmando las bonda
-
des de dichos modelos (Rincón
et al.
2011).
Cuando el reactor funcionó con tres entradas ali-
neadas en el fondo, el número de dispersión obtenido
en la zona de lecho y manto de lodo (LML) fue mayor
que en el eFuente, registrando valores de 1.1842 <
d< 1.7550 y 0.2911 < d <0.7036, respectivamente.
Valores similares fueron registrados cuando se rea-
lizaron las modifcaciones en el número de entradas,
con número de dispersión 0.3369 < d < 0.7285. El
mayor valor en la zona del lecho y manto de lodo
se debió a una mejor distribución del aFuente que
generó un incremento en la tasa de Fujo de biogás
produciendo una mayor turbulencia, tal como se re-
portó en un lecho Fuidizado (Kim y Kim 1983), en
un RA±A a escala real (Peña
et al.
2006) y a escala
de laboratorio (Morgan
et al.
1997). Por lo anterior,
se puede concluir que en la zona del lecho y manto de
lodo el reactor describió un comportamiento de mez-
cla completa y a nivel general registró Fujo disperso.
En la
fgura 2
se muestran seis ajustes del modelo
propuesto a los datos experimentales de concentra-
ción del trazador para t
o
de 8 y 5 h, en ningún caso
se observó
presencia de Fujo advectivo. La
fgura 2a
y
2b
corresponden a muestras tomadas en el eFuente
cuando el reactor funcionó con tres entradas en el
sistema de distribución del Fujo. La
fgura 2c
y
2d
corresponden a las mismas condiciones pero las
muestras fueron recolectadas en el punto intermedio,
el cual representa el fnal del lecho y manto de lodo.
Las
fguras 2e
y
2F
corresponden a t
o
de 5 h, toma-
das en el eFuente operando con cinco y 11 entradas,
respectivamente.
Se encontró una correlación lineal positiva entre el
coefciente de dispersión (D) y la velocidad de ascen
-
so tanto en el punto intermedio del reactor (fnal del
manto de lodo) como en el eFuente (a nivel general
del reactor) con R = 0.9754 (R
2
= 0.9514) y 0.9688
(R
2
= 0.9387), respectivamente (
Fig. 3a
). El valor de
D también presentó una correlación lineal positiva
(R = 0.9670, R
2
= 0.9352) con el número de entradas
como se observa en la
fgura 3b
, lo que se debió a
una mejor distribución del eFuente, aumentando la
efciencia de degradación y la producción de biogás.
Así, se demostró que una mejor distribución del
aFuente es esencial para obtener mayores efciencias
en la remoción de materia orgánica.
Patrón hidráulico.
En el
cuadro III
se presen-
tan las condiciones de operación y los parámetros
relacionados con el patrón de Fujo. Como se puede
observar, las efciencias hidráulicas para la ²ase l
í-
quida fueron cercanas a la unidad en todos los casos.
El alto porcentaje de trazador recuperado garantiza
una confabilidad en los resultados obtenidos a partir
de los ensayos hidráulicos.
Cuando el reactor funcionó con tres entradas, la
zona muerta varió
de 0.049 < I
m
< 0.285 para el reactor
en general y 0.505 < I
m
< 0.693 para el LML; estas
zonas aumentaron con el incremento de la altura del
lecho de lodo (12.6 cm < H
L
< 20.1cm). La velocidad
teórica fue mayor que la velocidad calculada a partir
del modelo propuesto como parámetro de ajuste
debido a que la primera se determinó sin considerar
el volumen ocupado por el lodo como se hace de
manera tradicional al dividir el volumen del reactor
entre el tiempo de retención. Si bien el lodo es una
masa acuosa, parte de él ocupa un espacio dentro
del reactor conocido como zona muerta biológica
que explica el mayor valor de zonas estancadas en
la parte inferior del reactor. La diferencia en las ve-
locidades indica que el agua viajó más rápido en el
LML que en el sedimentador. Es importante notar
que existe una diferencia de densidades entre el lodo
y el líquido, que genera cambios de comportamiento
del Fuido ascendente (Gimenez
et al.
2002). Lo an-
terior confrma que no existe una velocidad uni²orme
debido a la presencia de Fujo advectivo, de zonas
muertas (o regiones estancadas) o de volumen de lodo.
Las Fuctuaciones de velocidad también pueden ser
EVALUACIÓN HIDRÁULICA DE UN REACTOR ANAEROBIO
287
Experimental
Simulación
0
0.5
1
1.5
2
2.5
a) Ocho horas
2500
Concentración (mg/L)
Tiempo (min)
2000
1500
1000
500
0
0
0
0
1
2
3
5
4
c) Ocho horas, lecho y manto de Lodo
Concentración (mg/L)
Tiempo (min)
200
400
600
800
1000
1200
1400
1600
0
0.5
1
1.5
3
2.5
2
b) Cinco horas
Concentración (mg/L)
Tiempo (min)
200
400
600
800
1000
1200
1400
0
0
0.5
1
2
2.5
1.5
e) Cinco
entradas
Concentración (mg/L)
Tiempo (min)
200
400
600
800
1000
1200
1400
0
0
0.5
1
1.5
3
2.5
2
f) Once entradas
Concentración (mg/L)
Tiempo (min)
200
400
600
800
1000
1200
1400
0
0
1
2
3
6
7
5
d) Cinco
horas, lecho y manto de Lodo
Concentración (mg/L)
Tiempo (min)
200
400
600
800
1000
1200
Fig. 2
. Ajuste del modelo propuesto a los datos experimentales de concentración del trazador. a) a las 8 h, b) a las 5 h, c) 8h,
lecho y manto de lodo, d) 5 h, lecho y manto de lodo, e) 5 entradas, f) 11 entradas
J.I. Pérez Montiel
et al.
288
generadas por la turbulencia de difusión molecular en
dirección al fujo. Estos Fenómenos actúan ya sea por
sí solos o en combinación y contribuyen con la disper-
sión axial haciendo que los patrones de mezclado se
CUADRO III.
CARACTERÍSTICAS HIDRÁULICAS DEL FLUJO EN EL REACTOR
Entradas
t
o
(min)
H
L
(m)
Q
g
(L/h)
v
t
(m/h)
%
Li
+
Modelo de dispersión
t
-
(min)
v (m/h)
β = t
0
/t
-
θ
-
= t
-
t
/t
-
I
p
I
m
I
M
Efuente M± en operación con 3 entradas (IR±)
3
624.0
12.6
1.22
0.0507
98.7
560.0
0.0565
0.897
0.988
0.551
0.103
0.347
3
484.3
13.5
2.56
0.0652
101.7
460.8
0.0685
0.951
0.933
0.436
0.049
0.516
3
307.8
13.8
3.16
0.1029
92.3
288.7
0.1097
0.938
0.712
0.479
0.062
0.459
3
300.1
13.8
3.28
0.1057
93.3
260.0
0.1221
0.866
0.663
0.241
0.134
0.625
3
243.3
13.9
3.82
0.1297
95.4
190.0
0.1661
0.781
0.677
0.456
0.219
0.325
3
183.6
14.1
4.08
0.1715
91.9
120.2
0.2641
0.715
1.034
0.353
0.285
0.362
3
185.1
20.1
3.68
0.3842
93.2
64.0
0.4959
0.775
0.904
0.589
0.225
0.186
Zona del lecho y manto de lodo MF en operación con 3 entradas (IFRFR)
3
278.9
13.5
2.56
0.0646
98.9
129.7
0.1310
0.465
1.929
0.056
0.535
0.409
3
176.5
13.8
3.16
0.1020
97.4
73.3
0.2456
0.415
1.427
0.004
0.585
0.411
3
172.8
13.8
3.28
0.1042
81.8
59.1
0.2854
0.342
1.586
0.055
0.658
0.287
3
140.1
13.9
3.82
0.1285
72.6
43.0
0.4182
0.307
1.453
0.015
0.693
0.293
Efuente M± con modi²caciones (IR±)
5
298.5
15.5
4.34
0.1045
100.7
280.0
0.1114
0.938
0.876
0.459
0.062
0.479
7
298.1
16.1
4.36
0.1041
93.0
280.0
0.1108
0.939
0.884
0.303
0.061
0.636
9
294.3
16.7
5.09
0.1054
91.1
259.9
0.1194
0.883
0.913
0.261
0.117
0.622
11
299.7
17.1
5.89
0.1041
98.1
240.0
0.1300
0.801
1.104
0.347
0.199
0.453
13
298.9
17.8
6.06
0.1050
96.8
295.3
0.1063
0.988
0.777
0.220
0.012
0.768
15
302.3
18.9
6.12
0.1044
91.8
241.1
0.1309
0.798
0.890
0.334
0.202
0.463
15
239.3
17.5
4.03
0.1310
89.3
152.9
0.2051
0.639
1.073
0.268
0.361
0.370
NA = No aplica, MF = modelo físico, H
L
= altura del lecho de lodo, Q
g
= caudal de biogás, v
t
= velocidad ascensional del fujo teórica,
%Li
+
= trazador recuperado (%), t
̿
=Tiempo de retención hidráulico calculado con el modelo propuesto (ecuaciones 6 ó 7), t
o
= tiempo
de retención hidráulico teórico, t
-
t
= tiempo de retención hidráulico calculado con la ecuación tradicional (ecuación 10), v = velocidad
calculada con el modelo propuesto, β = e²ciencia hidráulica, θ
-
= tiempo de retención hidráulico adimensional, Ip = fracción de volumen
pistón, I
m
= fracción de volumen muerto, I
M
= Fracción de volumen mezclado (adimensional). IR± = inyección y recolección en fujo,
I±R±R = inyección en fujo y recolección en el fuido residente
desvíen de las condiciones ideales (Iliuta
et al.
1998).
Es importante mencionar que al inicio de la operación
el reactor tenía una relación de lodo granular/foculante
de 60/40, la cual disminuyó sustancialmente a través
Fig. 3.
Comportamiento del coe²ciente de dispersión (D) con la velocidad y el número de entradas del sistema de distribución
del fujo. a) D
vs.
velocidad, b) D
vs
. número de entradas
a)
0.30
0.25
0.20
0.15
0.10
0.05
0.00
0.00
Coeficiente de disperción-D (m
2
/h)
0.10
0.20
0.30
Velocidad (m/h)
Lecho y manto de lodo
Efluente
0.40
0.50
D = 0.2866y – 0.005
R2 = 0.9387
D = 0.5707y – 0.045
R
2
= 0.9514
b)
0.015
0.020
0.025
0.030
0.035
0.040
0.045
0.050
4
56789
Número de entradas (NE)
10
11
12
13
14
15
16
Coeficiente de disperción-D (m
2
/h)
D = 0.0026 (NE) + 0.0053
R2 = 0.9352
EVALUACIÓN HIDRÁULICA DE UN REACTOR ANAEROBIO
289
del tiempo de operación. Al momento de hacer las
modifcaciones al sistema de distribución del Fujo
(transcurrido 11 meses) la relación fue de 10/90.
Luego de las modifcaciones (5-15 entradas) se
obtuvieron 0.012 < I
m
< 0.202, aumentando cuando
el sistema operó con 15 entradas. Esta disminución
del volumen muerto hizo que se incrementara el Fujo
mezclado (0.463 < I
M
< 0.636), lo anterior comprueba
que el mezclado y la distribución del Fujo es esencial
en este proceso, tal como lo han afrmado otras in
-
vestigaciones (Avella 2001, Morel
et al.
2004). Los
valores encontrados para I
p
, I
m
, I
M
, son similares a los
encontrados en un reactor a escala real (Avella 2001).
En un fltro anaerobio, Young y Young (1998)
encontraron fracción de zona muerta (I
m
) que va-
riaron de 0.5 a 0.75. Grobicki y Stuckey (1992)
consideraron como muy alto un valor I
m
de 0.22 en
un reactor anaerobio con deFecto res. En un RA±A
a escala de laboratorio Morgan
et al
. (1997) modi-
fcaron la altura del colector de biogás (operando
con agua y lodo) de 15 a 9.5 cm medidos desde el
fondo del reactor, encontrando que el valor de la
zona muerta se redujo de 0.13 < I
m
< –0.52. También
agregaron un Fujo de aire de 411 mL/min (operan
-
do con agua, lodo y gas) y la zona muerta varió de
0.34 < I
m
< 0.38 y al incrementarse a 626 mL/min
permaneció de 0.43 < I
m
<0.34. Los investigadores
consideraron que este comportamiento se debió al
mezclado originado por el aire.
Morgan
et al
. (1997)
no explicaron el valor negativo encontrado (–0.52),
lo que realmente signifca ausencia de zonas muertas
y por el contrario indica que existió retroFujo en el
sistema (Aldana 2004).
Morgan
et al
. 1997, también realizaron ensayos
en un RA±A a escala piloto (840 L) con un
Fujo de
aire de 15 m3/d (equivalentes a una produc ción de
0.22 m
3
CH
4
/kgDQOr) encontrando que el colector
de biogás, ejerció una gran inFuencia en la ²racción
de volumen muerto, el cual fue de 0.28 sin colector
y disminuyó a 0.20, 0.016 y –0.09 cuando el colector
se ubicó a 3.17 m, 1.47 m y 0.82 m respectivamente.
Resultados similares fueron encontrados por Ren
et al.
(2008) en un RAFA de 7.5 L, donde obtuvieron
0.00 < I
m
< 0.17, 0.36 < I
p
< 0.45 y de 0.48 < I
M
<
0.62. En un RAFA de 8.6 L se determinaron valores
de I
m
de 0.12 y 0.29 para tiempos de retención de 3 y
12 h, respectivamente (Ji
et al
. 2014). Wu y Hickey
(1997) reportan un predominio de Fujo mezclado (I
M
= 0.91) y bajos valores de Fujo pistón y zona muerta
(I
p
= 0.02, I
m
= 0,07) en un RAFA de 3.1 L. Heertjes y
Van der Meer (1978) encontraron resultados parecidos
se encontraron a escala real, I
p
= 0.005, I
M
= 0.95 y
ausencia de zonas muertas.
CONCLUSIONES
El número de dispersión obtenido con los méto-
dos tradicionales difere
del logrado con el modelo
propuesto (IRF y IFRFR), el cual presentó un buen
ajuste a los datos experimentales.
El número de dispersión obtenido en todos los mo-
delos fue mayor a 0.10, lo que indica que no ocurrió
Fujo pistón en el reactor y por el contrario, según el
modelo propuesto, en la zona del lecho y manto de
lodo ocurrió un Fujo mezclado. A nivel general el
rector registró Fujo disperso.
El coefciente de dispersión se incrementó de
forma proporcional con el aumento de velocidad y
el número de entradas del sistema de distribución del
Fujo, tanto en la zona del lecho y manto de lodo como
en el eFuente, lo que se debió a un mejor mezclado
y con ello se logró un buen contacto entre microor-
ganismo y sustrato.
La fracción de zonas muertas estimadas en la
zona del lecho y manto de lodo fueron mayores a
las estimadas en el eFuente, debido a la zona muerta
biológica que está presente en esta parte del reactor.
El reactor está compuesto por dos zonas, la zona 1
que representa el lecho y manto de lodo que describió
un comportamiento de mezcla completa con presen-
cia de zonas muertas y la zona 2 con el sedimentador
que se comporta como Fujo disperso.
AGRADECIMIENTOS
A la Universidad La Guajira, al Departamento
de Ingeniería Sanitaria y Ambiental (DISA) por el
apoyo fnanciero, al Centro de Investigaciones del
Agua (CIA) de la Universidad del Zulia por su apoyo
logístico.
REFERENCIAS
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