Caracterización reológica de los lodos de un digestor anaeróbico con alta concentración de sólidos desde el punto de vista de su escalamiento

Caracterización reológica de los lodos de un digestor anaeróbico con alta concentración de sólidos desde el punto de vista de su escalamiento A.F. González & E. Giraldo Centro de investigaciones en ingeniería ambiental CIIA. Universidad de los Andes, Bogotá Colombia

RESUMEN: Debido a las limitaciones de transferencia de masa, calor y momento que puede presentar un digestor de lodos anaeróbico de alta concentración de sólidos a gran escala se caracterizó reológicamente el lodo de un digestor para conocer su comportamiento a diferentes de temperaturas y concentración de sólidos. En general los lodos obedecen el modelo de Herschel-Bulkley donde la viscosidad disminuye a medida que aumenta el esfuerzo cortante. Se encontró que el fenómeno de desgasificación puede ser un factor limitante debido al aumento del hold-up por la alta viscosidad. Las potencia suministradas a lodos de este tipo pueden llegar a ser hasta 6 veces las de un digestor convencional. Se recomienda realizar algunos cambio en la geometría para minimizar el consumo de energía. ABSTRACT: Due to the mass, heat, and moment transport limitations that could be happened in a anaerobic sludge digester with high solids concentration, a reological characterization of a sludge was carried out for knowing its behavior at different temperatures and solid concentration. Generally speaking, sludge could be characterized using the Herschel-Bulkley model basically because viscosity diminished when augmenting shear stress. Degasification process could be a limiting factor because due to the increasing of the hold up at high viscosities. Power consumption could be 6 fold compared with a conventional digester. It is recommended to propose some changes on the digester geometry for decreasing energy consumption. lular. Es por esta razón que se han venido a través del tiempo incorpo 1 INTRODUCCION 1.1 Digestores de lodos anaeróbicos En los procesos utilizados para el tratamiento de aguas residuales se remueven diferentes tipos de sólidos que incluyen materiales removidos en sedimentadores primarios y secundarios. Una de las estrategias más utilizadas para el tratamiento de los lodos provenientes de dichos procesos es la digestión donde los microorganismos utilizan como fuente de sustrato los detritos que van dejando algunos a medida que mueren. Los digestores de lodos convencionales funcionan como un reactor de tanque mezclado (CSTR) donde la concentración de sólidos es baja debido a que el tiempo de retención hidráulica se encuentra acoplado al tiempo de retención ce-

rando tecnologías para desacoplar dichos tiempos tales como los biorreactores de membrana (Ghyoot y Verstraete, 1997) lo que implica un aumento de las concentración de sólidos en el digestor. 1.2 Escalamiento del proceso En el caso que se trabaje con un digestor de este tipo a gran escala, los fenómenos de transferencia de masa y calor se convierten en un factor limitante ya que las viscosidades del lodo aumentan de manera significativa con todas las implicaciones a que esto pueda conllevar. Es por esto que es necesario realizar una caracterización reológica del lodo con el objetivo de encontrar una relación clara entre el esfuerzo cortante y el gradiente el cuál permitirá conocer algunos

parámetros en escalamiento tales como la potencia consumida y el efecto de desgasificación en el diseño para finalmente proponer alternativas tecnológicas si es necesario. En general, los reportes de literatura indican que los lodos son fluidos nonewtonianos. Tal es el caso de Slatter, (1997) quien reportó para los lodos de un digestor de lodos anaeróbico un comportamiento pseudoplástico con un esfuerzo cortante inicial para generar deformación (Ecuación de Ecuación de Herschel-Bulkey) a altas concentraciones; también encontró que a medida que se disminuía la concentración de sólidos el fluido se comportaba como fluido Newtoniano. Contrario a Slatter, (1997), Lottito, (1997) reportó en algunos casos lodos que se comportan bajo el modelo de Bhingam. El objetivo de este trabajo fue caracterizar un digestor de lodos anaeróbico de alta concentración de sólidos y compararlo de un lodo primario y un digerido encontrando los modelos que más acoplan a su comportamiento evaluándolos a diferentes concentraciones de sólidos y temperaturas para finalmente encontrar hasta que medida la potencia consumida y la desgasificación pueden ser un parámetro limitante en el escalamiento.

τy =0 y n=1 Newtoniano τy =0 y n0 y n >1 Dilatante con esfuerzo cortante inicial τy >0 y n =1 Plástico Bhingam τy >0y n 1 Dilatante

Esfuerzo Cortante (Pa)

2000

60 50

1500

40 Lodo A Lodo B Lodo C

1000

30 20

500

10 0

0 0

20

40

60

80

100

120

Gradiente (1/s)

Figura 1. Reogramas típicos para lodo A, B y C

3.2 Efecto de la temperatura sobre el comportamiento reológico Aunque el análisis de varianza mostró que existe un efecto significativo de la temperatura sobre las constantes, no se encontraron resultados interesantes. En el caso del lodo A, no se encontró una tendencia clara de la viscosidad al aumentar la temperatura. Para el caso del lodo B y C se encontró que cada una de las constantes (K, n y τy ) Encontraron su valor máximo a una temperatura de 37 oC. Esto se pudo deber básicamente al hecho de que dichos lodos se tomaron de digestores cuya temperatura de operación está alrededor de los 37 0C, por lo que el calentar o disminuir la temperatura del lodo puede cam-

3.3 Efectos de la concentración de sólidos sobre el comportamiento reológico Contrario al caso de la temperatura, se encontraron tendencias significativas en el caso de la concentración de sólidos. Para el caso del lodo B, se encontró una zona donde existe un decaimiento casi exponencial del valor de n al aumentar la concentración de sólidos (entre 20000 y 40000 mg/l) y una zona donde la disminución fue lineal (40000 y 60000 mg/l) Esto significa que a medida que se disminuía la concentración de sólidos el fluido se aproximaba a un comportamiento Newtoniano, resultado análogo al reportado en literatura (Monteiro, 1997). En el caso del lodo C se encontró una zona significativa donde existe una disminución drástica de n. Con respecto a los valores de K y τy se encontró que a medida que se aumentaba la concentración de sólidos se aumentaba el valor de estas constantes, lo que significa que a medida que se aumentaba la concentración de sólidos es mayor el esfuerzo que se requiere para generar una deformación en el fluido (Figs 3, 4, 5, 6, 7 y 8). Este hecho tiene repercusiones importantes en el escalamiento ya que al aumentar el esfuerzo cortante inicial es mayor la potencia que se necesita transmitir para mantener el lodo homogéneo. Asumiendo como modelo un polinomio de segundo orden como relación entre la concentración de sólidos y la constantes para el lodo B se encontraron los siguientes resultados: y = 5 *10 −7 * x 2 − 0.0212 * x + 228.57 (R2=0.97)

(2)

y = 2.2994 * e −0.0002*x

(R2=0.95)

(6)

y = 2 *10 −7 * x 2 − 0.0019 * x + 6.065 + 6.065 (R2=0.99)

(7)

4. DISCUSIÓN 4.1 Efecto del comportamiento reológico sobre el hold-up Uno de los parámetros más importantes a tomar en cuanta y más aún en digestores con alta concentración de sólidos es el fenómeno de desgasificación gracias a la generación de metano fruto de la metano génesis de este. El hold-up, definido como la relación entre el volumen de gas y el volumen total del reactor tiene una relación directa con la elevación del nivel dentro del biorreactor. Este parámetro esta influido básicamente por el tiempo de residencia de la burbuja que a su vez esta influenciada por la viscosidad del lodo. En primer lugar, el diámetro de la burbuja influye sobre la velocidad de ascensión de ésta luego tiene una influencia sobre el hold up. Calculando la velocidad de ascensión de lodo basado en la ecuación reportada por Cornwell, (1995) y suponiendo un intervalo de diámetros de burbujas entre 0.01 y 0.1 mm se construyó la figura 9. Diámetro de burbuja vs Hold up lodo B 1,0 0,9

10

0,8

50 60

0,7 Hold up

biar la conformación de los polímeros y demás sustancias presentes en el biorreactor. Además, a una temperatura de 37 oC el lodo presenta microorganismos mesofílicos que pueden perder su viabilidad al aumentar o disminuir la temperatura.

70

0,6

80

0,5

100 110

0,4

130

0,3

y = 1.421* e

−4*10−5 *x

2

(R =0.94)

y = 4 *10 −7 * x 2 − 0.0125* x + 107.84 (R2=0.99)

(3) (4)

150 170

0,1

180

0,0 0

0,002

0,004

0,006

0,008

0,01

0,012

200

Diámetro de burbuja (mm)

para k, n y τy respectivamente. Estos modelos son diferentes los planteados por slatter, (1997) ya que los resultados encontrados en el trabajo no correlacionan con las ecuaciones reportadas por este, sin embargo la ventaja de los anteriores es su manejo. En el caso del lodo C, se encontraron las siguientes ecuaciones: y = 2 *10 −7 * x 2 − 0.0019 * x + 6.065 + 5.1 (R2=0.99)

140

0,2

(5)

Figura 9. Efecto del diámetro de burbuja sobre el hold-up con la velocidad de agitación como parámetro para el lodo B.

La figura 9 muestra que a medida que se aumenta el diámetro de burbuja se aumentó el hold-up debido a que la velocidad de ascensión de la burbuja disminuye. La velocidad de agitación puede tener un efecto sobre el diámetro de burbuja disminuyéndola lo que haría pensar por un lado que la velocidad de agita-

En términos de diseño, la relación entre el diámetro del impeler y el diámetro del tanque es un parámetro muy importante. 880

Potencia consumida (w)

ción disminuye el hold-up, sin embargo al aumentar la velocidad de agitación se disminuye la viscosidad del fluido recordando que es un fluido pseudoplástico por lo que el efecto neto de la velocidad sobre el hold-up es aumentarlo (Fig. 10). En términos generales los resultados indican que se pueden obtener valores en el hold-up mucho más altos comparados con los obtenidos en digestores convencionales. Utilizando las misma ecuaciones para el cálculo del hold-up en el lodo A se encuentran valores de 0.3 luego el diseño de un tanque de este tipo debe tomar en cuenta una altura adicional para permitir la elevación del nivel del lodo en la desgasificación y además se recomienda trabajar a velocidades de agitación elevadas para de esta manera disminuir el hold-up y por ende el nivel del lodo.

860 840 820 800 780 760 20000

30000

40000

50000

60000

Sólidos volátiles (mg/l)

Figura 11. Efecto de la concentración de sólidos volátiles sobre la potencia para lodo B.

Debido a que los lodos presentan un comportamiento no-newtoniano es necesario utilizar correlaciones para cálculo de potencia. En este caso se utilizó las correlación reportadas por Caldebrank et al., (1960) la cual necesita conocer tanto k como n y algunas características del dimensionamento del biorreactor tales como diámetro del tanque, diámetro y ancho del impeler. A partir de los resultados obtenidos podría esperarse que unas variables que más afecta la potencia consumida es la concentración de sólidos. La figura 11

Velocidad de agitación vs Potencia lodo B 7,000 6,000

P o te n cia (HP )

4.2 Potencia consumida al interior del digestor

5,000

1-2

4,000

1-3

3,000

1-4

2,000

1-5

1,000 0,000 0

50

100

150

200

250

Velocidad de agitación (RPM)

Hold-up

Hold-Up vs velocidad de agitación lodo B 1 0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 0

0,001

Figura 12. Efecto de la velocidad de agitación sobre la potencia teniendo como parámetro la relación diámetro de impeler diámetro del tanque.

0,002

0,003

0,004

0,005

0,006

0,007

0,008

0,009 0

50

100

150

200

250

0,01

Velocidad de agitación (rpm)

Figura 10. Efecto de la velocidad de agitación sobre el hold-up con el diámetro de burbuja como parámetro

muestra el efecto de la concentración de sólidos sobre la potencia consumida.

Para el caso de el lodo B se puede observar la influencia de dicha relación en la potencia consumida (Fig. 12). Es evidente entonces que este tipo de relaciones geométricas son mucho más importantes en el consumo de potencia comparadas con la concentración de sólidos. Esta observación es muy importante a la hora de plantear soluciones tecnológicas para digestores a gran escala ya que es posible solucionar el problema de potencia consumida por medio de modificaciones de diseño en el digestor. En el caso específico de nuestro lodo se recomendaría entonces trabajar con relaciones por debajo de 1:3. El cálculo de la potencia consumida manteniendo algunas dimensiones del tanque para el lodo A (Fig. 13) permite observar que el consumo de potencia en un digestor de alta concentración de sólidos pude ser

hasta 7 veces más grande luego es imperante plantar soluciones tecnológicas para enfrentar este problema a la hora del escalamiento.

Potencia vs Velocidad de agitación lodo A 0,12 P o te n c ia (H P )

0,1 0,08 0,06 0,04 0,02 0 0

50

100

150

200

250

5. CONCLUSIONES Los digestores de lodos anaeróbicos de alta concentración pueden tener algunas limitaciones en el escalamiento tales como limitaciones en la transferencia de calor y masa por el aumento en la viscosidad, problemas en la desgasificación debido al aumento del nivel del lodo dentro del digestor por el aumento del hold-up y aumento en la potencia necesaria para homogenizarlo. Se recomienda entonces trabajar a latas velocidades, con configuraciones geométricas que disminuyan al máximo la potencia teniendo en cuanta la mezcla eficiente del digestor para evitar acumulación de ácidos grasos volátiles y como consecuencia una inhibición en la metanogénesis.

Velocidad de agitación (RPM)

Figura 13. Potencia consumida para lodo A

4.3. Propuesta de diseño Todos los resultados anteriores indican que el punto crítico es el dimensionamento del tanque y el agitador si se va a utilizar agitación mecánica. A medida que se disminuye el diámetro del tanque y a su vez el diámetro del impeler es de esperarse que se disminuya la potencia consumida drásticamente. Sin embargo hay que tomar en cuenta que una disminución en el diámetro implica un aumento en la altura; luego es necesario plantear dos tipos de impeler: uno de tipo axial tal como una propela marina en el fondo y otro de flujo radial tal como una turbina tipo Rushton para de esta manera evitar el problema de formación de zonas muertas en biorreactores de gran altura (Fig. 14).

Figura 14. Propuesta de sistema de mezcla para digestor de lodos anaeróbico

6. REFERENCIAS Caldebrank, P. H. 1967 The continuous phase and mass transfer properties of dispersions. Chemical Engineering Science 16: 39-45. Ghyoot, W. R. & Verstraete, W. 1997. Coupling membrane filtration to anaerobic primary sludge digestion. Environmental Technology 18:569-580. Lotito, V. Spinosa, L. Minini, G. 1997 The reology of sewage sludge at deferent steps of treatment. Water science and technology 36 (11):79-85. Monteiro. P. S. 1997. The influence of the anaerobic digestion process on the sewage sludge rheological behavior. Water science and technology 36(11): 61-67. Slatter, P.T. 1997. The reological characterization of sludges. Water science and technology 36:158-168.